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UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
Faculdade de Engenharia Mecânica
XIMENA BLUM GARCIA
ANÁLISE DO DESGASTE DE FRESAS
DE TOPO DE METAL DURO
REVESTIDO DURANTE A USINAGEM
DA LIGA ASTM F75
CAMPINAS
2020
ESTE EXEMPLAR CORRESPONDE À VERSÃO FINAL DA
DISSERTAÇÃO DEFENDIDA PELA ALUNA XIMENA BLUM
GARCÍA, E ORIENTADA PELO PROF. DR AMAURI HASSUI
XIMENA BLUM GARCIA
ANÁLISE DO DESGASTE DE FRESAS
DE TOPO DE METAL DURO
REVESTIDO DURANTE A USINAGEM
DA LIGA ASTM F75
Dissertação de mestrado apresentada à Faculdade de Engenharia Mecânica da Universidade Estadual de Campinas, como parte dos requisitos exigidos para obtenção do título de Mestra em Engenharia Mecânica, na área de Materiais e Processos de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Amauri Hassui
CAMPINAS
2020
Ficha catalográficaUniversidade Estadual de Campinas
Biblioteca da Área de Engenharia e ArquiteturaRose Meire da Silva - CRB 8/5974
Blum Garcia, Ximena, 1993- B627a BluAnálise do desgaste de fresas de topo de metal duro revestido durante a
usinagem da liga ASTM F75 / Ximena Blum Garcia. – Campinas, SP : [s.n.],2020.
BluOrientador: Amauri Hassui. BluDissertação (mestrado) – Universidade Estadual de Campinas, Faculdade
de Engenharia Mecânica.
Blu1. Cobalto, Ligas de. 2. Fresamento. 3. Desgaste mecânico. 4. Aspereza de
superfície. 5. Força (Mecânica). I. Hassui, Amauri, 1967-. II. UniversidadeEstadual de Campinas. Faculdade de Engenharia Mecânica. III. Título.
Informações para Biblioteca Digital
Título em outro idioma: Wear analysis of coated carbide endmills during the machining ofASTM F75 alloyPalavras-chave em inglês:Cobalt alloysMillingMechanical wearRoughnessForceÁrea de concentração: Materiais e Processos de FabricaçãoTitulação: Mestra em Engenharia MecânicaBanca examinadora:Amauri Hassui [Orientador]Carlos Eiji Hirata VenturaDaniel Iwao SuyamaData de defesa: 10-08-2020Programa de Pós-Graduação: Engenharia Mecânica
Identificação e informações acadêmicas do(a) aluno(a)- ORCID do autor: https://orcid.org/0000-0001-5766-3305- Currículo Lattes do autor: http://lattes.cnpq.br/3507503802433254
Powered by TCPDF (www.tcpdf.org)
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO ACADÊMICO
ANÁLISE DO DESGASTE DE FRESAS DE TOPO DE
METAL DURO REVESTIDO DURANTE A USINAGEM
DA LIGA ASTM F75
Autora: Ximena Blum Garcia
Orientador: Prof. Dr. Amauri Hassui
A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:
Prof. Dr. Amauri Hassui
DEMM/FEM/UNICAMP
Prof. Dr. Daniel Iwao Suyama
FCA/UNICAMP
Prof. Dr. Carlos Eiji Hirata Ventura
DEMec/ UFSCar
A Ata da defesa com as respectivas assinaturas dos membros encontra-se no
processo de vida acadêmica do aluno.
Campinas, 10 de AGOSTO de 2020
DEDICATÓRIA
A Martha L. García por inculcarme su amor a la educación y a las ciencias.
AGRADECIMENTOS
Este trabalho foi realizado graças à ajuda de muitas pessoas com as quais
estarei sempre agradecida.
Aos meus pais Raúl e Martha, a meu irmão Fernando, o apoio incondicional
emocional e financeiro.
Ao professor Amauri, sua amizade, carinho, orientação, ética na pesquisa e
sobretudo por me aceitar no seu grupo de trabalho que foi o primeiro passo para eu
conseguir chegar até este ponto.
Ao professor Anselmo, pelas dicas para o trabalho e a vida, e por seu carinho
sempre.
Ao professor Daniel, seu apoio técnico, científico e sua abertura.
Ao Luiz C. G. Gonçalves, por sua colaboração na consecução das ferramentas
utilizadas neste trabalho e por compartilhar sempre seu amor pela ciência e pelos
trabalhos bem feitos.
Ao Ari, sua amizade e sobretudo sua ajuda técnica na realização de todos os
ensaios.
Ao professor Carlos Ventura da Universidade Federal de São Carlos, seu
tempo para me ensinar a utilizar o Alicona.
Aos técnicos do Laboratório de Materiais da UNICAMP, Claudenete, Márcia e
Eduardo, a ajuda com as análises do material dos ensaios.
Às empresas: Fundimazza pela doação do material utilizado nos ensaios,
RODER Ferramentas Industriais pela doação das fresas de topo e Oerlikon Balzers
por revestir as fresas de topo.
Aos meus colegas do laboratório: Victor, Rêner, Monica, Taty, Luciano,
Fernando, Gildeones, Pedro, Sarah, Daimer. Agradeço a amizade sincera, a cultura
brasileira, a cumplicidade, o apoio neste país e sobretudo seus aportes com visão
científica para meu trabalho de pesquisa.
Ao Carlos J. Gonzalez, agradeço seu amor e sua presença nesta aventura.
O presente trabalho foi realizado com apoio da Coordenação de
Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior - Brasil (CAPES) - Código de
Financiamento 001.
¡Qué triste sería el mundo si todo en él estuviera hecho, si no hubiera rosal que
plantar, una empresa que acometer!
Gabriela Mistral
RESUMO
As ligas a base de cobalto cromo começaram a ser utilizadas na indústria
biomédica em meados de 1930 para a fabricação de próteses dentárias, tornando-se
numa alternativa interessante para as existentes produzidas em ouro. De maneira
similar, nas últimas décadas estas ligas ganharam espaço na produção de juntas
artificiais (joelho e quadril) tradicionalmente elaboradas em aço inoxidável. A liga
ASTM F75 é um material que resiste a ação de ambientes altamente corrosivos e
agressivos, como o interior do corpo humano, e apresentam uma resistência ao
desgaste superior à dos aços inoxidáveis o que confere maior vida às próteses.
Porém as propriedades que garantem o sucesso da utilização deste material nesta
aplicação são as mesmas que dificultam os processos produtivos necessários para a
produção das próteses nas formas e com os acabamentos desejados. Assim sendo,
o objetivo deste trabalho é contribuir à compreensão dos fenômenos que acontecem
durante a usinagem da liga ASTM F75, identificando a influência da velocidade de
corte e do avanço no desgaste de fresas de topo de metal duro revestidas com
AlTiN e AlCrN, assim como a evolução dos esforços de corte ao longo da vida das
ferramentas. Verificou-se que o aumento tanto da velocidade de corte quanto do
avanço prejudicou a vida das ferramentas utilizadas e que o principal mecanismo de
desgaste observado em todas as condições foi a adesão. Confirmou-se a
superioridade do revestimento de AlCrN que permitiu a obtenção de vidas maiores.
Por fim, em relação aos esforços de corte observou-se o aumento gradativo destes
com o aumento do desgaste das ferramentas.
PALAVRAS CHAVE: Usinagem; Fresamento; Fresas de topo; AlTiN; AlCrN;
Desgaste; Vida ferramentas; Liga ASTM F75; cobalto-cromo-molibdênio.
ABSTRACT
Cobalt chromium alloys were first used in the biomedical industry in the mid-
1930s to manufacture dental prostheses, thus becoming an interesting alternative to
the existing ones produced in gold. Similarly, in recent decades these alloys have
gained space in the production of artificial joints (knee and hip), traditionally made
with stainless steel. The ASTM F75 alloy is a material that resists the action of highly
corrosive and aggressive environments, such as the interior of the human body, and
has a wear resistance superior to stainless steels, increasing the prostheses lives.
However, the properties that guarantee the successful use of this material in this
application are the same ones that hinder the productive processes necessary for the
fabrication of prostheses in the forms and with the desired finishes. Therefore, the
objective of this work is to contribute to the understanding of the phenomena that
occurs during the machining of the ASTM F75 alloy, identifying the influence of
cutting speed and feed on the wear of carbide end mills coated with AlTiN and AlCrN,
as well as the evolution of the cutting forces over the life of tools. It was found that
the increase in both cutting speed and feed rate impaired the tool lives and that the
main wear mechanism observed in all conditions was adhesion. The superiority of
the AlCrN coating was confirmed, which allows tools longer lives. Finally, in relation
to the cutting forces, a gradual increase was observed with the increase in tool wear.
KEY WORDS: Machining; Milling; Endmills; AlTiN; AlCrN; Wear; Tool life;
ASTM F75 alloy; cobalt-chromium-molybdenum.
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1. Aplicações das ligas metálicas ................................................................... 19
Figura 2. Aplicações das ligas de cobalto na indústria biomédica ............................. 20
Figura 3. Dureza com respeito à temperatura para diferentes revestimentos ........... 30
Figura 4. Categorias usinabilidade ............................................................................ 32
Figura 5. Diagramas DTCR ....................................................................................... 33
Figura 6. Corpo de prova .......................................................................................... 40
Figura 7. Fresas de topo de metal duro revestido usadas nos testes ....................... 42
Figura 8. Contagem de carbonetos com ImageJ ....................................................... 47
Figura 9. Trajetórias fresas procedimento experimental ........................................... 48
Figura 10. Medição de desgaste em fresas de topo .................................................. 49
Figura 11. Aquisição dos sinais forças de corte ........................................................ 50
Figura 12. FFT sinais de força condição 1, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛 ...................................... 51
Figura 13. Filtro Butterworth utilizado ........................................................................ 51
Figura 14. Distribuição para medição de rugosidade ................................................ 52
Figura 15. MEV Liga ASTM F75 ................................................................................ 54
Figura 16. Identificação da Microestrutura da Liga ASTM F75 ................................. 55
Figura 17. Contagem por tamanho dos carbonetos .................................................. 57
Figura 18. Curva log-log tensão-deformação liga ASTM F75.................................... 58
Figura 19. Microestrutura aço 1045 ........................................................................... 59
Figura 20. Curva log-log tensão-deformação aço 1045 ............................................ 60
Figura 21. Usinabilidade ASTM F75 .......................................................................... 62
Figura 22. EDS Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ....................... 68
Figura 23. EDS Réplica 1 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ..... 70
Figura 24. EDS Réplica 2 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ..... 70
Figura 25. EDS Réplica 1 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ..... 72
Figura 26. EDS Réplica 2 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ..... 72
Figura 27. EDS Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ...................... 74
Figura 28. EDS Réplica 1 Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ....... 76
Figura 29. EDS Réplica 2 Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ....... 76
Figura 30. EDS Réplica 2 Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ..... 78
Figura 31. MEV Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 .................... 80
Figura 32. EDS Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 .................... 80
Figura 33. Vida das ferramentas ............................................................................... 81
Figura 34. ANOVA vida da ferramenta (volume de cavaco removido) α=0,05 .......... 82
Figura 35. Gráfico efeitos principais para vida da ferramenta ................................... 83
Figura 36. Rugosidade média inicial ......................................................................... 85
Figura 37. ANOVA Rugosidade média (ferramentas novas) α=0,05 ......................... 86
Figura 38. Gráfico efeitos principais para 𝑅𝑎 (ferramentas novas) ............................ 87
Figura 39. Rugosidade média final ............................................................................ 88
Figura 40. ANOVA Rugosidade média (ferramentas desgastadas) α=0,05 .............. 89
Figura 41. Gráficos fatoriais para rugosidade média (ferramentas desgastadas) ..... 90
Figura 42. Exemplificação fração estável do sinal (um segundo) .............................. 91
Figura 43. Força de usinagem ferramentas novas .................................................... 92
Figura 44. ANOVA Força de usinagem ferramentas novas α=0,05 .......................... 93
Figura 45. Gráficos fatoriais para força de usinagem (ferramentas novas) ............... 94
Figura 46. Força de usinagem com respeito ao desgaste de flanco 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛 95
Figura 47. Força de usinagem com respeito ao desgaste de flanco 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛
.................................................................................................................................. 96
Figura 48. Evolução da força de usinagem com o desgaste de flanco condição 1 ... 97
Figura 49. Forças de corte, duas revoluções, AlTiN, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛 98
LISTA DE QUADROS
Quadro 1. Propriedades mecânicas de diferentes ligas de Co-Cr ............................. 22
Quadro 2. Composição química liga ASTM F75 % em massa .................................. 23
Quadro 3. Propriedades térmicas da liga ASTM F75 ................................................ 24
Quadro 4. Desgastes na superfície de folga ............................................................. 26
Quadro 5. Desgastes na superfície de saída ............................................................ 26
Quadro 6. Avarias ..................................................................................................... 27
Quadro 7. Equipamentos utilizados nos ensaios ....................................................... 39
Quadro 8. Composição química da liga utilizada nos ensaios, % em massa ............ 41
Quadro 9. Propriedades mecânicas da liga utilizada nos ensaios ............................ 41
Quadro 10. Especificações técnicas revestimentos .................................................. 42
Quadro 11. Parâmetros de corte da bibliografia ........................................................ 44
Quadro 12. Fatores e níveis utilizados ...................................................................... 46
Quadro 13. Condições ensaios ................................................................................. 46
Quadro 14. Área ocupada pelos carbonetos ............................................................. 56
Quadro 15. Propriedades para avaliar a usinabilidade .............................................. 61
Quadro 16. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 .............................. 65
Quadro 17. EDS Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ..................... 66
Quadro 18. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 .............................. 67
Quadro 19. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ............................ 69
Quadro 20. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ............................ 71
Quadro 21. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ............................. 73
Quadro 22. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ............................. 75
Quadro 23. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚 ........................... 77
Quadro 24. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚 ........................... 79
SUMARIO
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 15
1.1 Objetivo geral ..................................................................................... 16
1.2 Objetivos específicos.......................................................................... 16
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................................. 17
2.1 A liga ASTM F75 e a indústria biomédica ........................................... 17
2.2 Desgastes e avarias das fresas de topo ............................................. 25
2.3 Revestimentos para ferramentas de corte .......................................... 28
2.4 Usinabilidade da liga ASTM F75 ........................................................ 31
3 MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................... 39
3.1 Equipamentos .................................................................................... 39
3.2 Materiais e ferramentas ...................................................................... 40
3.2.1 Corpos de prova ............................................................................. 40
3.2.2 Ferramentas de corte ..................................................................... 41
3.3 Planejamento experimental ................................................................ 42
3.4 Procedimento experimental ................................................................ 47
3.4.1 Análise metalográfica e quantificação de partículas abrasivas da
liga ................ ..................................................................................................... 47
3.4.2 Ensaios de vida e medição do desgaste de flanco ......................... 48
3.4.3 Aquisição do sinal de força ............................................................. 49
3.4.4 Medição de rugosidade .................................................................. 51
3.4.5 Identificação dos mecanismos de desgaste das ferramentas ........ 52
3.4.6 Medição do raio da aresta de corte ................................................ 53
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES .......................................................................... 54
4.1 Avaliação da usinabilidade da liga ASTM F75 ................................... 54
4.2 Mecanismos de desgaste presentes .................................................. 64
4.3 Vida das ferramentas ......................................................................... 81
4.4 Acabamento das superfícies fresadas................................................ 84
4.4.1 Rugosidade média aritmética com ferramentas novas ................... 84
4.4.2 Rugosidade média aritmética com ferramentas desgastadas ........ 87
4.5 Análise sinais de força........................................................................ 90
4.5.1 Influência do desgaste de flanco na força de usinagem ................. 95
5 CONCLUSÕES ................................................................................................... 100
6 TRABALHOS FUTUROS .................................................................................... 102
REFERÊNCIAS ....................................................................................................... 103
ANEXO A: COMPARAÇÃO ENTRE OS BIOMATERIAIS EXISTENTES ................ 109
ANEXO B: SINAIS DE FORÇAS DE CORTE ......................................................... 110
15
1 INTRODUÇÃO
O mercado dos dispositivos médicos implantáveis foi avaliado em 42,7 bilhões
de dólares no ano 2018 e se espera continue crescendo até atingir os 55 bilhões de
dólares no ano 2025. (UGALMUGALE; SWAIN, 2019). Essa tendência se deve
principalmente ao aumento da população idosa ao redor do mundo, pois doenças
como artrite e osteoporose criam uma demanda significativa por diferentes implantes
e dispositivos ortopédicos. Segundo a OMS a quantidade de pessoas com mais de
60 anos estará ao redor dos 2 bilhões no 2050, mas em 2015 essa cifra era de 900
milhões. (WORLD HEALTH ORGANIZATION, 2018).
Além do aumento da expectativa de vida, outras tendências globais como a
pouca atividade física que desencadeiam em sobrepeso e diabetes, e, a prática de
esportes mais exigentes, resultam de igual forma na aplicação de esforços
excessivos nas articulações, aumentando assim a necessidade de implantes
ortopédicos. (IPEREM; ZANDERS, 2018).
Dessa maneira, a inovação em materiais, processos de fabricação e a inclusão
de novas tecnologias que melhorem a relação custo-benefício na produção de
dispositivos ortopédicos, poderiam representar um grande impacto em nossas
sociedades. (UGALMUGALE; SWAIN, 2019).
Esse é o contexto ótimo para o estudo das ligas de cobalto-cromo-molibdênio,
pois são materiais que apresentam boa compatibilidade com os tecidos do corpo
humano, e, embora estejam sendo utilizados na indústria biomédica desde a década
de 1930, foi nos últimos vinte anos que se viu a utilidade desses na fabricação de
dispositivos médicos implantáveis como as próteses de joelho, quadril, cotovelo e
tornozelo. (MURPHY; BLACK, 2016).
A geometria e os acabamentos que exigem esse tipo de implantes criam um
contexto desafiador para a área da usinagem, hoje parte fundamental na produção
das próteses. Principalmente em termos de produtividade, pois as ligas de cobalto
cromo são materiais duros e abrasivos, com alto módulo de elasticidade e baixa
condutividade térmica, características pelas quais são catalogados como materiais
difíceis de cortar. (IPEREM; ZANDERS, 2018).
16
Em pesquisas como as de AHEARNE et al., (2016); AYKUT et al., (2007);
FERREIRA; SIMÕES; RELVAS, (2014), os autores observaram curta vida das
ferramentas utilizadas e acabamento péssimo durante a usinagem de ligas de
cobalto-cromo-molibdênio devido a fatores como o encruamento, a abrasividade e a
geração de calor.
Porém os trabalhos relacionados com a usinagem desta liga ainda são poucos,
o que torna o assunto interessante, pois este material está sendo bastante utilizado
comercialmente porque por um lado tem propriedades mecânicas melhores quando
comparados com os aços inoxidáveis, que são as ligas tradicionalmente usadas
neste campo. E por outro, os custos de fabricação de próteses com este material
são menores se são comparados com os custos de manufatura de implantes em
Titânio Ti6Al4V.
1.1 Objetivo geral
Contribuir para a compreensão dos fenômenos que acontecem durante a
usinagem da liga de cobalto cromo molibdênio baseada na norma ASTM F75,
principalmente em relação aos tipos e mecanismos de desgaste no fresamento com
fresas de metal duro inteiriças. Isso visando melhorar a eficiência na produção de
próteses de juntas artificiais utilizando este material.
1.2 Objetivos específicos
• Avaliar dois tipos diferentes de revestimento em fresas de metal duro inteiriço,
a saber AlTiN e AlCrN;
• Determinar qual a influência da velocidade de corte e avanço por dente no
desgaste das fresas inteiriças;
• Analisar os esforços de corte ao longo da vida da ferramenta.
17
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Neste capítulo são expostos os conceitos básicos necessários para o
desenvolvimento desta dissertação. Deste modo, são definidas as propriedades
físicas e mecânicas da liga ASTM F75 e posteriormente é explorado o conceito de
usinabilidade com o intuito de compreender a mecânica do fresamento deste
material.
2.1 A liga ASTM F75 e a indústria biomédica
Os materiais utilizados na indústria biomédica, também chamados de
biomateriais, são definidos como substâncias utilizadas no interior do corpo humano
ou em conjunto com este, que são concebidas para suprir parcial ou totalmente as
funções dos órgãos e tecidos que estão doentes. Estas substâncias devem ter
propriedades que combinem com às do sistema biológico e ser suficientemente
estáveis no uso pretendido. Deste modo, um material que se pretenda utilizar no
interior do corpo humano deve cumprir os seguintes requisitos: ser biocompatível,
ser esterilizável, ter propriedades físicas e químicas comparáveis com às do tecido
que está substituindo, contar com propriedades mecânicas apropriadas para a
aplicação que vai ter no interior do corpo e apresentar tempos de vida em serviço
aceitáveis dependendo de sua finalidade. (HASIRCI; HASIRCI, 2018).
Durante as últimas décadas, os biomateriais vêm sendo amplamente
desenvolvidos graças ao aumento da pesquisa interdisciplinar, que incentivou a
integração da engenharia com a ciência dos materiais e a medicina. Antigamente, os
cirurgiões e médicos eram os únicos interessados em estudar e experimentar novos
materiais, com o objetivo de diminuir a dor dos pacientes, de curar doenças e de
substituir partes do corpo que não funcionavam mais. Assim, os avanços neste
âmbito estão relacionados com a utilização de polímeros biodegradáveis, cerâmicas
bioativas e ligas metálicas com altas resistências ao desgaste no interior do corpo
humano. (NARAYAN; PILLIAR, 2009).
18
As fontes de biomateriais são numerosas, estes podem ser obtidos de
materiais naturais (polímeros naturais), polímeros sintéticos, metais, cerâmicos ou
ainda compósitos, formados pela aglutinação de dois dos tipos de materiais já
mencionados. Esta variedade permite a projeção de diferentes propriedades físicas,
químicas e mecânicas, além de vantagens em termos de custos e de processos de
fabricação, dependendo da necessidade de cada corpo e de cada doença que está
sendo tratada (HASIRCI; HASIRCI, 2018). Em vista disso, no Anexo A estão
sumarizados alguns biomateriais com suas principais aplicações, além das
vantagens e desvantagens de sua utilização.
Os metais apresentam densidade e resistência mecânica altas comparadas às
dos polímeros, isto promove sua utilização na indústria biomédica com duas
finalidades principais, a primeira é substituir partes do corpo como: articulações,
ossos longos e placas cranianas, e a segunda, a produção de dispositivos de fixação
para estabilizar ossos fraturados. Além disso, os metais possuem outras
propriedades mecânicas próprias como: maleabilidade e ductilidade, que permite a
criação das geometrias complexas necessárias aos implantes usados no interior do
corpo. (HASIRCI; HASIRCI, 2018).
Uma das maiores restrições na hora de se utilizar metais como biomateriais é a
tendência à corrosão, isso ocorre porque os elétrons localizados no nível mais
externo dos átomos não estão fortemente ligados à estrutura, sendo facilmente
perdidos em reações químicas formando cátions. Além de cátions e ânions, as
interações eletrostáticas formam sais solúveis em meio aquoso, e a ocorrência
destes fenômenos aumenta a toxicidade e o risco para a saúde, além do
enfraquecimento da prótese, causando falhas prematuras. Portanto, o uso de metais
está restrito àqueles que têm a possibilidade de formar uma fina camada de óxido
que acontece quando o metal é exposto ao oxigênio, pois esta camada é capaz de
reduzir a corrosão in vivo. (HASIRCI; HASIRCI, 2018; NARAYAN; PILLIAR, 2009;
PARK; LAKES, 2007).
Desse modo, o desenvolvimento de ligas metálicas como biomateriais exige
que estas possuam características como resistência à corrosão, resistência ao
desgaste e resistência mecânica, além, de ter cores desejáveis e permitir excelente
polimento. Como exemplo destas ligas estão os aços inoxidáveis, as ligas de titânio
19
e as ligas de cobalto-cromo, entre outros. (HASIRCI; HASIRCI, 2018; NARAYAN;
PILLIAR, 2009).
Na Figura 1 se observam algumas das principais aplicações dos materiais
metálicos no interior do corpo humano.
Figura 1. Aplicações das ligas metálicas
Fonte: Adaptado de (SUMITA et al., 2003)
As ligas de cobalto começaram a ser utilizadas no início do século XX, pois
neste momento houve interesse industrial em sua utilização, ressalta-se que o
cobalto, em sua forma pura, não tem resistência à corrosão e não é dúctil. Durante o
período de 1907 a 1913, Haynes desenvolveu algumas ligas a partir de cobalto-
cromo e cobalto-cromo-tungstênio, obtendo boa resistência à corrosão. Já na
década de 1930 uma liga, comercialmente denominada Vitallium, composta por 30%
de cromo, 7% de tungstênio e 0,5% de carbono em cobalto, foi usada para
fabricação de próteses dentárias metálicas, como alternativa às ligas de ouro
utilizadas tradicionalmente nesta aplicação. (BHAT, 2002).
20
Em adição, nas últimas décadas este material encontrou novas aplicações, a
mais recente é a utilização em juntas artificiais como o joelho e quadril. Isto porque
as ligas de cobalto-cromo-molibdênio apresentam uma resistência ao desgaste
maior do que a dos aços inoxidáveis, materiais tradicionalmente utilizados com este
fim (BHAT, 2002). A figura 2 mostra essas duas juntas.
Figura 2. Aplicações das ligas de cobalto na indústria biomédica
Fonte: Adaptado de (AAOS, 2019; DAVIS, 2003)
Os dois elementos básicos que formam estas ligas são uma solução sólida de
cerca de 65% de cobalto e o restante cromo, sendo o molibdênio adicionado para
produzir grãos mais finos, o que resulta numa maior resistência mecânica, seja a liga
fundida ou forjada. Como estas ligas contêm elementos adicionais como carbono,
níquel, tungstênio e molibdênio não podem ser consideradas isoladas em termos de
sistemas ternários e quaternários, e, as propriedades físicas e mecânicas destas
dependem da composição química, do processo de manufatura e dos tratamentos
térmicos. (BHAT, 2002; PARK; LAKES, 2007).
As principais ligas de cobalto utilizadas em aplicações biomédicas são
produzidas por fundição ou forjamento, as ligas fundidas são feitas pelo processo de
21
cera perdida (também conhecido como microfusão), no qual é feito um modelo de
cera que depois é coberto com materiais cerâmicos. Este modelo é levado até o
forno onde a cera é derretida e o modelo cerâmico permanece com a forma do
implante, assim é possível verter a liga metálica neste e depois do resfriamento
obter as próteses. (BHAT, 2002).
O processo de fundição gera grãos grandes e imperfeições metalúrgicas,
consequentemente propriedades mecânicas piores quando comparadas com as
ligas forjadas. As propriedades das ligas fundidas podem ser melhoradas por meio
de tratamentos como a aplicação de pressão isostática a quente, pois os
tratamentos térmicos oferecem um benefício bem limitado à melhora da fundição.
(BHAT, 2002).
Por outro lado, o forjamento das ligas de cobalto lhes confere uma
microestrutura com grãos finos que também permite o aumento de sua resistência
mecânica por meio de trabalho a frio. Não obstante, o forjamento de ligas de
cobalto-cromo-molibdênio demanda prensas sofisticadas e ferramentas especiais, o
que faz com que seja mais cara a produção dos implantes por forjamento do que por
fundição. (BHAT, 2002).
A resistência ao desgaste abrasivo das ligas forjadas e das ligas fundidas é
similar, porém, as próteses feitas com as ligas forjadas têm resistência à fadiga e
resistência à tração superiores quando comparadas com as fundidas, deste modo
são as preferidas em aplicações como a fabricação das hastes das próteses da
articulação do quadril, devido à dificuldade para trocar este tipo de implante. Assim,
é interessante que possuam longo tempo de vida sem sofrer fraturas ou falhas por
fadiga. Apesar disso, as ligas forjadas não são recomendáveis para as superfícies
das próteses sujeitas a rolamento, em especial nos pontos de articulações porque
suas propriedades relacionadas ao atrito são pobres, tanto com outros materiais
como consigo mesma, assim, nestes casos as ligas fundidas são preferidas. Em
adição, tanto as ligas forjadas como as fundidas apresentam excelente resistência à
corrosão, e de maneira similar a outras ligas, quando a resistência mecânica
aumenta sua ductilidade diminui. (PARK; LAKES, 2007).
Não obstante, o módulo de elasticidade destas ligas apresenta valores
ligeiramente maiores do que o dos aços inoxidáveis, mas muito superiores aos do
osso cortical, e os tratamentos térmicos e físicos não influenciam de maneira
22
significativa esta propriedade. Esta diferença no módulo de elasticidade, entre o
implante e os ossos, tem implicações para os diferentes modos de transferência de
carga para o osso e, por conseguinte a maioria das cargas são absorvidas pela
prótese de forma que os ossos adjacentes sofrem uma perda de densidade, dado
que estes precisam de estímulos para seguir se regenerando. Portanto, caso
pretenda-se reduzir a rigidez dos implantes, este material pode ser substituído por
ligas de titânio que possuem densidade e módulo de elasticidade cerca de 50%
menores do que apresentam as ligas de cobalto (NAVARRO et al., 2008; PARK;
LAKES, 2007).
Por fim, as ligas de cobalto-cromo são especialmente úteis quando é
necessário um material com alta rigidez ou altamente polido e extremamente
resistente ao desgaste, e também são as menos dúcteis em comparação com as
ligas a base de ferro ou titânio (HASIRCI; HASIRCI, 2018).
As propriedades mecânicas de algumas ligas de cobalto-cromo utilizadas na
indústria biomédica são exibidas no Quadro 1, a primeira liga que aparece no quadro
é o material que será estudado neste trabalho.
Quadro 1. Propriedades mecânicas de diferentes ligas de Co-Cr
Liga
Limite de
escoamento
[MPa]
Limite de
resistência
[MPa]
Alongamento
[%]
Fadiga
em ciclos
[107]
Módulo
de Young
[GPa]
F75 fundida 448-517 655-889 8 400-500
210-234
F75 fundida +
recozida em
solução
450-530 655-890 11-17 207-310
F75 fundida +
cobertura
porosa
490 735 11 150-207
F799 forjada
(baixo carbono) 875-995 1320-1450 19-26 670-800
F799 forjada
(alto carbono) 1175 1510 10 -
F1537 forjada 1403 - 29 -
F90 forjada 448-648 951-1220 - -
Osso humano - 50-150 - - 7-30
Fonte: (DAVIS, 2003; MARTINEZ ANTUNEZ, 2017; NARAYAN; PILLIAR, 2009; PARK; LAKES, 2007)
23
A liga ASTM F75 é caracterizada por ter o maior conteúdo de carbono quando
comparada com as demais ligas à base de cobalto utilizadas em implantes
biomédicos e por ser produzida pelo processo de fundição por cera perdida.
Também é o biomaterial metálico com a maior resistência ao desgaste dentre os
mais utilizados, isto graças à formação dos carbonetos M23C6, M7C3 e M6C durante a
solidificação, nos quais o M é principalmente cromo. A formação destes carbonetos
contribui para a alta taxa de encruamento da liga e para a alta resistência ao
desgaste. Isso ocorre como resultado do endurecimento destes ao redor da matriz
de cobalto quando aplicada uma carga durante a operação do componente.
(NARAYAN; PILLIAR, 2009).
Esta liga se funde entre 1350 e 1450°C dependendo de sua composição
química e apresenta uma estrutura de fundição típica, formada por camadas com
diferentes características, solidificando preferencialmente na estrutura austenítica
cúbica de face centrada, sendo as fases 𝛾 e 𝛼 com zonas interdendríticas
enriquecidas com cromo, molibdênio e carbono. A fase 𝛾 é formada em
temperaturas acima de 890°C enquanto a estrutura hexagonal compacta é estável
abaixo desta temperatura. Porém, devido ao fato de a transformação da estrutura
cúbica de face centrada para a estrutura hexagonal compacta ser lenta, a liga
geralmente é capaz de manter a estrutura cúbica de face centrada à temperatura
ambiente. (NARAYAN; PILLIAR, 2009). Por outro lado, essa liga tem uma alta
resistência à corrosão por causa do grande conteúdo de cromo que incentiva a
formação de uma camada superficial de Cr2O3. (MARTINEZ ANTUNEZ, 2017).
Quadro 2. Composição química liga ASTM F75 % em massa Elemento Min Max Elemento Min Max
Cr 27,0 30,0 P - 0,02
Mo 5,0 7,0 S - 0,01
Ni - 0,50 N - 0,25
Fe - 0,75 Al - 0,1
C - 0,35 Ti - 0,1
Si - 1,0 Bo - 0,01
Mn - 1,0 Co* balanço balanço
W - 0,2
* Aproximadamente igual à diferença para 100% da soma da
percentagem dos outros elementos especificados.
Fonte: (ASTM INTERNATIONAL, 2015)
24
Os elementos que compõem esta liga são apresentados no Quadro 2. Cada
elemento e seu teor confere diferentes propriedades físicas e mecânicas ao material.
Assim sendo, o cromo melhora a resistência à corrosão e à oxidação. Com
objetivo similar é adicionado o alumínio, pois este também favorece a resistência à
oxidação devido à formação do composto intermetálico CoAl. No caso do níquel,
esse ajuda na estabilidade da matriz com estrutura cúbica de face centrada e em
adição melhora a forjabilidade do material graças à formação do composto
intermetálico Ni3Ti. (KLARSTROM, 1993).
Elementos como o molibdênio, o tungstênio e o carbono aumentam a
resistência mecânica da liga, aliás, o molibdênio também é adicionado para diminuir
o tamanho dos grãos após a fundição. No caso do titânio a resistência mecânica da
liga aumenta graças à formação de carbonetos e do composto intermetálico Co3Ti.
Finalmente a presença de boro produz também aumento da resistência mecânica da
liga por efeito da formação de precipitados e pelos contornos do grão.
(KLARSTROM, 1993).
Além da resistência à corrosão em ambientes agressivos, a liga de Co-Cr
apresenta um bom comportamento em termos da resistência ao desgaste, inclusive
quando são utilizadas em próteses que combinam partes metálicas e de polietileno
(NAVARRO et al., 2008). Por esta razão, quando a prótese é utilizada em regiões
como joelhos ou quadris nas quais a solicitação mecânica é significativa, a liberação
de partículas metálicas da liga vai ser muito menor em comparação com as que são
liberadas quando se emprega a liga de aço inoxidável F138, por exemplo.
(MARTINEZ ANTUNEZ, 2017).
Por último, no Quadro 3 são mostradas as propriedades térmicas da liga ASTM
F75. A relevância destas últimas está relacionada com seu efeito nos processos de
usinagem e no estudo da usinabilidade do material que será feito no item 2.4.
Quadro 3. Propriedades térmicas da liga ASTM F75
Propriedade Unidades ASTM F75
Condutividade térmica 𝑘 [W/m K] 13
Calor específico 𝐶𝑝 [J/kg K] 450
Difusividade térmica [m²/s] 3,00*10-6
Fonte: (BARON; DESMOND; AHEARNE, 2019)
25
2.2 Desgastes e avarias das fresas de topo
Devido à natureza dos processos de usinagem as ferramentas de corte sofrem
desgaste e avarias. Quando se fala de desgaste refere-se à perda constante de
partículas microscópicas da ferramenta, enquanto o termo avarias é utilizado quando
ocorre a perda repentina de uma grande porção de material. (DINIZ; MARCONDES;
COPPINI, 2014)
Segundo DINIZ; MARCONDES; COPPINI, (2014), a vida da ferramenta é
considerada como o tempo total ou o volume de material removido até o qual a
capacidade da ferramenta para usinar é afetada de acordo com o critério de fim de
vida definido antecipadamente. Portanto, é possível delimitar os valores de desgaste
permitidos nas ferramentas a partir dos parâmetros e características próprias de
cada processo de usinagem.
Assim por exemplo em um processo de desbaste embora exista o risco de
quebra da ferramenta é permitido atingir valores de desgaste muito altos, já que não
são exigidas tolerâncias apertadas nem bom acabamento superficial. Por outro lado,
para operações de acabamento o desgaste pode não ser um bom fator de limite,
posto que é mais importante obter tolerâncias apertadas e baixa rugosidade.
Segundo a Norma ISO 8688-2:1989, que padroniza o teste de vida das
ferramentas de fresamento e especificamente na segunda parte em que se refere às
fresas de topo, a determinação da vida da ferramenta deve ser feita a partir da
medição de valores de desgaste. Além disso, sempre que ocorrer alguma avaria ou
a quebra da aresta esse instante deve determinar o fim de vida da ferramenta. Os
valores de desgaste escolhidos para determinar o fim de vida da ferramenta
dependem da quantidade de material existente para fazer os testes e do custo do
teste. Assim, quando são escolhidos valores de desgaste elevados o custo dos
ensaios ultrapassa o benefício alcançado com os resultados obtidos, porém se é
definido um limite muito baixo os resultados não serão confiáveis, pois a resposta do
teste pode estar ainda nos estágios iniciais do desenvolvimento do desgaste para as
condições dos ensaios. Desse modo as fresas de topo segundo a Norma ISO 8688-
2:1989 podem exibir os desgastes do Quadro 4 na superfície de folga, os desgastes
do Quadro 5 na superfície de saída e avarias como as mostradas no Quadro 6.
26
Quadro 4. Desgastes na superfície de folga
VB1; desgaste de flanco uniforme
VB2; desgaste de flanco não uniforme
VB3; desgaste de entalhe
Fonte: Adaptado de (INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION, 2016)
Quadro 5. Desgastes na superfície de saída
KT1; desgaste de cratera
KT2; desgaste da face em forma de escada
Fonte: Adaptado de (INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION, 2016)
27
Quadro 6. Avarias
Lascamento uniforme Lascamento não uniforme
Lascamento localizado Descamação
Trincas perpendiculares à aresta de
corte Trincas paralelas à aresta de corte
Trincas irregulares Falha catastrófica
Fonte: Adaptado de (INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION, 2016)
28
2.3 Revestimentos para ferramentas de corte
O desenvolvimento dos revestimentos para ferramentas de corte tem como
objetivo principal diminuir o desgaste nas ferramentas de corte durante a usinagem.
Isso é possível porque os materiais duros empregados na fabricação destes
revestimentos aumentam a resistência ao desgaste, diminuem o coeficiente de atrito
e têm uma maior estabilidade química. Portanto, se for considerado que a
ferramenta continua com a tenacidade do material da base, será possível obter um
melhor desempenho e diminuir as paradas devido às falhas prematuras. (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014; SUSKI; OLIVEIRA, 2013).
Existem diferentes técnicas para a aplicação dos revestimentos nas
ferramentas. A primeira que se utilizou industrialmente foi a técnica de Deposição
Química de Vapor, CVD do inglês Chemical Vapor Deposition. Seus primeiros usos,
na década de 1960, foram para aplicar nitreto de titânio (TiN) e carbonitreto de
titânio (TiCN) em ferramentas de metal duro, pois as temperaturas utilizadas neste
processo são da ordem dos 1000° C. Uma década depois, surgiu a técnica de
Deposição Física de Vapor, PVD, do inglês Physical Vapor Deposition, que foi
desenvolvida de maneira simultânea pela Balzers na Europa e ULVAC e Sumitomo
no Japão. Essa técnica é um processo em que os materiais para revestir estão em
estado de vapor e são condensados para formar uma fase sólida sobre o objeto a
recobrir. São utilizadas baixas temperaturas de deposição em torno de 400° a 500°
C. (MALSHE; JIANG; DHAMDHERE, 2002; SUSKI; OLIVEIRA, 2013).
Além destas duas técnicas, existem outros tratamentos de superfície utilizados
em ferramentas de corte como a deposição química de vapor assistida por plasma
(PCVD) e a deposição química de vapor com média temperatura (MT-CVD) que
trabalham em faixas de temperaturas menores do que as empregadas no CVD, 600°
a 900° e 750° a 900° C respectivamente. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2014).
Os revestimentos realizados por PVD oferecem uma espessura muito uniforme
e bom controle da estequiometria, além de temperaturas relativamente baixas de
deposição e a possibilidade de aplicar simultaneamente o revestimento na peça
inteira. Como este processo necessita de temperaturas menores para aplicar as
coberturas duras nas ferramentas quando comparado com o processo CVD, permitiu
29
o revestimento do aço rápido sem ocasionar a perda da dureza da matriz,
suprimindo a necessidade de um novo tratamento térmico. (BOBZIN, 2018;
MALSHE; JIANG; DHAMDHERE, 2002).
Além disso, o desenvolvimento da técnica PVD permitiu que as ferramentas
fossem recobertas com múltiplas camadas, com controle da espessura e da ordem
em que essas eram aplicadas. A estrutura multicamada alterna entre altas e baixas
tensões resultando em revestimentos com durezas muito altas, boa adesão entre as
camadas, boa tenacidade e baixa tendência à fadiga, o que reduz a presença de
fraturas se comparada com os revestimentos monocamada. (SUSKI; OLIVEIRA,
2013).
A utilização da PVD aumentou consideravelmente graças ao desenvolvimento
de novos processos que permitiram a deposição dos revestimentos em grandes
proporções e da crescente demanda por materiais e revestimentos de alto
desempenho. Os revestimentos feitos com este processo apresentam desempenho
similar ao dos revestimentos aplicados pela técnica de CVD na maioria das
aplicações, inclusive nas ferramentas de metal duro utilizadas para corte
interrompido. (SUSKI; OLIVEIRA, 2013).
Atualmente são revestidas mais da metade das ferramentas de corte que
possuem aresta de corte definida. Estes revestimentos são principalmente carboneto
de titânio TiC, carbonitreto de titânio TiCN, nitreto de titânio TiN, óxido de alumínio
Al2O3 e nitreto de titânio alumínio TiAlN, que são a base para a criação dos
revestimentos modernos chamados de alto desempenho, porém existe ainda um
grande potencial de melhora do desempenho destes. São exemplos das últimas
coberturas introduzidas com sucesso no mercado, o diamante, o diboreto de titânio
TiB2 e o nitreto de alumínio cromo AlCrN. (BOBZIN, 2018).
Segundo OERLIKON BALZERS, (2018) a escolha do método do revestimento
usado nas ferramentas de corte é determinada principalmente pelo mecanismo de
desgaste que está causando o fim da vida da ferramenta, assim como da diminuição
do coeficiente de atrito e do aumento da resistência à corrosão desejados. Desse
modo, os revestimentos de tipo PVD protegem na mesma proporção contra os
mecanismos de desgaste de abrasão e de adesão e numa proporção menor contra
o mecanismo de desgaste por corrosão. Enquanto os revestimentos do tipo CVD
protegem as ferramentas contra o desgaste por abrasão numa maior proporção do
30
que os PVD, porém a proteção contra o desgaste por adesão é bem menor e contra
o desgaste por corrosão está no mesmo nível do que a proteção oferecida pelos
revestimentos de tipo PVD.
A resistência dos revestimentos contra os mecanismos de desgaste depende
da dureza a quente destes (OERLIKON BALZERS, 2018). Na Figura 3 é mostrada a
dureza de diferentes revestimentos e seu comportamento à medida que as
temperaturas aumentam.
Figura 3. Dureza com respeito à temperatura para diferentes revestimentos
Fonte: Adaptado de (OERLIKON BALZERS, 2018)
No gráfico é possível perceber que o revestimento de AlCrN é o que apresenta
maior estabilidade da dureza com o aumento da temperatura seguido pelo
revestimento de AlTiN.
31
2.4 Usinabilidade da liga ASTM F75
O conceito de usinabilidade indica a facilidade com que um material pode ser
usinado por uma ferramenta de corte, de maneira que sejam atingidos certos níveis
de forma, tamanho e rugosidade.
Sabendo-se que os processos de usinagem dependem de muitos fatores,
incluindo as ferramentas de corte, a peça a fabricar, a máquina-ferramenta, o
operador da máquina, a manutenção e os equipamentos periféricos. De todos estes,
o que mais influencia a usinabilidade é a peça a ser fabricada, que englobaria o
conjunto material-geometria, e como a geometria da peça não é uma condição
comumente avaliada na determinação da usinabilidade, esta grandeza tecnológica é
estabelecida a partir das características próprias do material sendo estudado.
(STAHL et al., 2012).
Dessa maneira, a usinabilidade pode ser especificada como o resultado da
comparação de um conjunto de propriedades físicas e mecânicas entre diferentes
materiais, obtendo-se como resultado um valor numérico ou um diagrama polar
também conhecido como diagrama DTCR (Difficult to cut rating) pelo trabalho do
autor YAMANE; SEKIYA, (2004, apud FERREIRA; SIMÕES; RELVAS, 2014)
Assim as propriedades que têm influência no grau de usinabilidade de um
material são aquelas que modificam os resultados desejados do processo, como
vida da ferramenta, acabamento da peça, temperatura de corte, potência de corte,
produtividade, características do cavaco, entre outras. Portanto, pode acontecer de
se ter um material com boa usinabilidade levando em conta o acabamento da peça
usinada, mas com má usinabilidade em relação à vida da ferramenta. (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014).
Segundo STAHL et al., (2012), podem ser diferenciadas cinco categorias
principais que representam a base do estudo do conceito tradicional da
usinabilidade, a saber, integridade superficial, forma e propriedades do cavaco,
avarias e desgaste das ferramentas, consumo de energia e forças de corte e fatores
ambientais. Estas categorias se relacionam com vários eventos físicos que
acontecem durante a usinagem e que são dependentes entre si, tais como a
32
resistência ao corte, a temperatura de usinagem, a formação de aresta postiça de
corte, entre outros.
Figura 4. Categorias usinabilidade
Fonte: Adaptado de (STAHL et al., 2012)
No trabalho de YAMANE; SEKIYA, (2004, apud FERREIRA; SIMÕES;
RELVAS, 2014) foi proposta a avaliação da usinabilidade de uma liga de cobalto e
de uma liga de titânio a partir da comparação entre propriedades como dureza,
resistência mecânica e condutividade térmica, mediante a utilização de diagramas
DTCR, conforme os mostrados na Figura 5.
Essas propriedades foram escolhidas porque são as que influenciam de forma
significativa a vida das ferramentas, as forças e temperaturas da região de corte, o
acabamento da peça usinada e a forma do cavaco. Estes gráficos são construídos
por meio da normalização das propriedades de um material em relação às
propriedades do outro considerado de boa usinabilidade, neste caso um aço com
0,45%C, para o qual todas as propriedades serão consideradas como tendo o valor
igual a 1. Deste modo, quanto menor é a área ocupada no gráfico, melhor será a
usinabilidade do material em questão.
33
Figura 5. Diagramas DTCR
Fonte: Adaptado de (KOIKE et al., (2009, apud FERREIRA; SIMÕES; RELVAS,
2014))
Assim a partir da Figura 5, é previsível um aumento das forças de corte durante
a usinagem das ligas de titânio e cobalto se comparadas com as forças de corte
necessárias para cortar o aço em questão, pois a dureza e a tensão de ruptura dos
primeiros são bem maiores. Além disso, devido ao alongamento, o controle do
cavaco para a liga de cobalto vai ser mais difícil enquanto para a liga de titânio vai
ser mais fácil com respeito ao aço. (FERREIRA; SIMÕES; RELVAS, 2014)
Quando analisada a usinabilidade devido às propriedades térmicas, é muito
provável que a temperatura de corte durante a usinagem das ligas de cobalto e
titânio atinja valores muito superiores aos da usinagem do aço. Como a
condutividade térmica destes materiais é baixa e será difícil retirar o calor da região
de corte, podem se apresentar altas taxas de desgaste nas ferramentas, além, de
uma baixa qualidade das superfícies usinadas, devido a tensões residuais e
alterações na microestrutura e na dureza. (FERREIRA; SIMÕES; RELVAS, 2014).
Embora sejam poucos os trabalhos já publicados em relação à usinagem das
ligas de cobalto, em seguida serão expostos os resultados obtidos por diferentes
pesquisadores que permitem obter algumas informações prévias relacionadas com a
usinabilidade destes materiais.
34
AYKUT et al., (2007) avaliaram o desgaste das ferramentas, as forças de corte
e a morfologia do cavaco, durante o fresamento frontal a seco de uma superliga de
cobalto empregando fresas de metal duro com e sem revestimento. Os resultados
mostraram vida curta das ferramentas devido ao encruamento e às propriedades
abrasivas da liga, assim como, acabamento ruim da peça usinada graças à geração
de calor e à deformação plástica próprias deste material. Além disso, os autores
também observaram que a usinabilidade destas superligas não melhora com a
utilização de ferramentas novas, portanto para beneficiar o corte é necessário
diminuir a profundidade de corte, a área de contato entre a ferramenta e o cavaco, e
as velocidades de corte e avanço. Em adição os autores recomendaram a utilização
de ferramentas com cobertura, já que o calor gerado na zona de corte incentiva a
perda de afiação da aresta de corte devido às tensões térmicas.
De maneira similar SHOKRANI; DHOKIA; e NEWMAN, (2016), durante o
fresamento de alta velocidade de uma liga a base de cobalto utilizada na fabricação
de implantes dentários, observaram como a baixa condutividade térmica e a alta
tendência ao encruamento do material dificultaram o processo da usinagem. Assim,
a partir da comparação entre os diferentes ambientes estudados, os autores
concluíram que para uma velocidade de corte de 200 m/min é mais efetivo o uso de
criogenia e fluido abundante para refrigerar o processo em comparação com o MQL,
o que ressalta a importância da refrigeração mais do que da lubrificação quando se
usina este tipo de superliga.
Por outro lado, FERREIRA; SIMÕES; RELVAS, (2014), mediram a temperatura
e as forças de corte durante o fresamento de duas ligas biomédicas muito utilizadas
comercialmente na fabricação de próteses médicas, uma a base de titânio Ti-6Al-4V
e a outra a base de cobalto Co-28Cr-6Mo. Os autores registraram que para todas as
velocidades de corte testadas (50, 65, 80, 100 m/min) as forças de corte sempre
foram maiores durante a usinagem da liga à base de cobalto. Os maiores esforços
encontrados foram a uma velocidade de corte de 65 m/min devido à adesão do
material da peça na aresta de corte, este fenômeno diminuiu com a mudança da
velocidade de corte e, portanto, as forças de corte também decresceram. Por outro
lado ocorreu um aumento da dureza para todas as amostras, além disto, no caso da
liga de cobalto o aumento da velocidade de usinagem também aumentou a dureza
obtida na superfície, enquanto para a liga de titânio os resultados da dureza com a
35
variação da velocidade de corte, não apresentaram diferenças significativas.
Finalmente, o acabamento nas duas ligas foi similar e não se encontrou evidência de
que o aumento da velocidade seja benéfico para diminuir a rugosidade.
Do mesmo modo, BARON et al., (2015) compararam a usinabilidade de uma
liga de cobalto (ASTM F1537), empregada na indústria biomédica e conhecida por
ser de difícil usinabilidade, com a tradicional liga de titânio Ti-6Al-4V. No decorrer
dos ensaios foram medidas as forças de corte, se verificou o estado da aresta de
corte e se avaliou o cavaco obtido. Os autores observaram que a energia específica
de corte para usinar a liga de cobalto foi maior ou igual à energia necessária para
usinar a liga de titânio, e ressaltaram que a morfologia do cavaco obtido para as
duas ligas apresentou características de cavaco segmentado.
Em um trabalho posterior BARON e AHEARNE, (2017), fizeram outros ensaios
com o objetivo de determinar os coeficientes para calcular as forças de corte da liga
de cobalto ASTM F1537 e compará-las com as forças de corte necessárias para
usinar a liga de titânio Ti-6Al-4V. A partir dos testes foi evidente que os esforços de
corte aumentaram com o aumento da espessura de corte e para todos os casos os
esforços foram maiores para a liga de cobalto. Além disso, durante a usinagem da
liga ASTM F1537 perceberam um aumento acelerado tanto da força tangencial
como da força de apoio quando eram utilizadas velocidades de corte altas e uma
influência importante da espessura de corte empregada, o que foi atribuído ao
encruamento deste material.
Além disso, estes autores também estudaram e determinaram os coeficientes
para calcular as forças de corte da liga de cobalto ASTM F75 e fizeram uma
comparação desta com a ASTM F1537 e com a liga de titânio Ti-6Al-4V (F136).
Assim, AHEARNE e BARON, (2017) encontraram que as forças de corte medidas
durante a usinagem do material F75 foram maiores quando comparadas com as dos
outros dois materiais. Para a velocidade de 20 m/min os esforços foram entre 30 e
60% maiores em relação à F136 e entre 20 e 40% no tocante à F1537, por outro
lado para a velocidade de 60 m/min os esforços foram maiores entre 60 e 80% em
relação à F136 e entre 20 e 40% no tocante à F1537. Além disso, quando
comparadas as duas ligas de cobalto, a liga F75 apresentou durezas e resistências
maiores (entre 18 e 52%). Finalmente os autores notaram uma mudança da
36
morfologia do cavaco quando utilizaram espessuras de corte entre 60 e 80 μm a
uma velocidade de 40 m/min.
Num trabalho posterior, BARON e AHEARNE, (2018) estudaram os
mecanismos fundamentais da formação de cavaco na usinagem da liga biomédica
ASTM F75. Para isto realizaram um experimento fatorial completo para avaliar a
dependência da morfologia do cavaco quando eram variados fatores como a
espessura teórica do cavaco e a velocidade de corte. Como resultado obtiveram que
a segmentação do cavaco, a frequência de segmentação e o ângulo de deformação
deste são fortemente dependentes dos parâmetros de controle e também do
tamanho do grão do material. Em todos os níveis estudados se evidenciou a
presença de cavaco dente de serra e houve indícios de que a fratura foi fundamental
para o mecanismo de formação do cavaco.
BORDIN et al., (2014) em conformidade com os autores anteriores tornearam
duas ligas de cobalto, uma produzida por manufatura aditiva e outra forjada, e
afirmam que estas ligas de cobalto apresentam altas taxas de encruamento que se
incrementam com o aumento dos parâmetros de corte. Além disso, eles concluíram
que o processo de torneamento, para a liga produzida por forjamento, causou
refinamento dos grãos e deformação da camada subsuperficial.
Por outro lado, em pesquisas relacionadas com o desgaste das ferramentas
como a desenvolvida por AHEARNE et al., (2016) em que foi avaliado o desgaste
durante o fresamento da liga ASTM F75, observou-se um desgaste de flanco
progressivo e avarias como lascamento e quebra da aresta. Uma outra pesquisa
deste tipo é a de MCPARLAND et al., (2017), para a qual foi projetado um conjunto
de experimentos que permitisse a estimativa do desgaste das ferramentas a partir
do avanço e da velocidade de corte, utilizando um modelo de processo Gaussiano
hierárquico Bayesiano. Os resultados mostraram que as taxas de desgaste nas
ferramentas não têm um comportamento linear e o modelo utilizado permitiu
identificar parâmetros de corte experimentais que poderiam otimizar a vida da
ferramenta. Foi observada adesão do material da peça tanto na superfície de saída
quanto na superfície de folga das ferramentas, e em adição, quando testadas
velocidades de corte altas, as ferramentas apresentaram lascamento na aresta de
corte.
37
Para dar continuidade à última pesquisa aqui exposta, BARON; DESMOND e
AHEARNE, (2019) buscaram estudar de forma mais aprofundada os mecanismos de
desgaste presentes durante o torneamento da liga ASTM F75, utilizando
ferramentas de metal duro sem cobertura. A partir dos resultados obtidos
propuseram uma hipótese de que o mecanismo de desgaste primário acontece
porque os carbonetos de tungstênio são arrancados da ferramenta com o fluxo do
cavaco devido ao cobalto do material sendo usinado ficar diluído no metal duro.
Além disso, como mecanismo de desgaste secundário aparece a abrasão que
depende das condições do processo como temperatura e pressão específica de
corte.
De acordo com o já falado por todos estes autores, AKBAR et al., (2017)
fizeram uma revisão bibliográfica sobre a usinabilidade das ligas de cobalto e
concluíram que a usinagem deste tipo de material está enfrentando muitos desafios
e dificuldades, devido principalmente às propriedades que os fazem tão
interessantes para as aplicações biomédicas e da indústria aeroespacial, sua
resistência mecânica e a resistência ao desgaste inclusive em altas temperaturas.
Adicionalmente, o estudo da integridade superficial das ligas de cobalto
utilizadas na indústria biomédica é de grande interesse porque esta é crítica na hora
de garantir a qualidade e a segurança ao usuário final.
Assim, a superfície acabada de qualquer componente, do ponto de vista da
engenharia, está influenciada pelos diferentes processos físicos e químicos que
foram atravessados para a obtenção da peça, pois são estes os que finalmente
fornecem as propriedades funcionais da superfície. (GRZESIK, 2017).
Dessa maneira, as características obtidas na superfície são particularmente
diferentes do que às do núcleo do material. Essa diferença pode ser observada na
microestrutura e no comportamento mecânico da peça, em propriedades como
resistência à corrosão/oxidação, redução do coeficiente de atrito, resistência à
fadiga, dureza, isolamento térmico, entre outros. Consequentemente, o estudo da
integridade superficial obtida a partir de processos de usinagem, oferece informação
relacionada com o desempenho futuro da peça que está sendo fabricada. (DAVIM,
2010).
Dessa forma, autores como Bordin; Bruschi; Ghiotti, (2014) estudaram os
efeitos da velocidade de corte e do avanço na integridade superficial da liga ASTM
38
F1537 durante o torneamento a seco, com o intuito de diminuir a quantidade de
etapas de limpeza para retirar os resíduos de fluido das peças. Estes autores
encontraram que o avanço é o parâmetro que mais influencia a rugosidade enquanto
o aumento da velocidade de corte propicia a obtenção de superfícies mais
uniformes. Em adição, após a análise de difração por raios X observaram que todas
as condições de corte ensaiadas geraram tensões residuais compressivas na
superfície do material devido à alta taxa de deformação e que o aumento da
velocidade de corte tinha um efeito reverso a esta condição devido ao aumento da
temperatura de corte.
De outra parte, Yingfei; Muñoz De Escalona; Galloway, (2017), fresaram uma
liga a base de cobalto conhecida como Stellite 6 e avaliaram a influência dos
parâmetros de corte e do desgaste da ferramenta na integridade superficial obtida.
Eles concluíram que os parâmetros de corte têm uma influência maior do que o
desgaste no estado da superfície, porém o incremento do desgaste produz a
elongação dos grãos que estão próximos da superfície usinada, também
observaram que quando aumentavam o tempo de corte as tensões que
originalmente eram compressivas passaram a ser trativas.
Karpuschewski; Döring, (2016), de forma similar, analisaram a influência de
diferentes classes de cerâmicas e diferentes geometrias de ferramentas, na vida
destas e na integridade superficial de uma liga de cobalto usada na fabricação de
cabeças femorais. Esses autores obtiveram os seguintes resultados, no quesito da
integridade superficial, quando era mantido o mesmo inserto e testado em diferentes
velocidades de corte, as forças de corte eram menores à medida que a velocidade
de corte aumentava o que fazia com que não fosse afetada na mesma profundidade
a camada superficial. Com respeito à vida da ferramenta, os autores recomendaram
a utilização de ferramentas com pequenos raios de aresta e pequenos chanfros,
mas com ângulos de chanfro grandes.
39
3 MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 Equipamentos
Os equipamentos que seguem fazem parte do Laboratório de Usinagem da
Faculdade de Engenharia Mecânica da UNICAMP.
Quadro 7. Equipamentos utilizados nos ensaios
Máquina-ferramenta
Os ensaios foram realizados no centro de usinagem
vertical modelo SV-40 de três eixos, do fabricante
Mori Seiki.
A máquina-ferramenta tem 22 kW de potência, uma
rotação máxima de 12.000 RPM e está equipada
com o comando CNC GE Fanuc MSC-518.
Durante a usinagem foi utilizado o fluido de corte
VASCO 6000 da Blaser, em uma proporção de 10%
de óleo e 90% de água. Foi utilizada refrigeração
convencional.
Microscópio óptico
O acompanhamento do desgaste das ferramentas foi
realizado utilizando um microscópio óptico Quimis
Q714ZT2 conectado a uma câmera digital Motic de
1.3 megapixels.
A aquisição e o processamento das imagens foram
feitos com o software Motic Image plus da mesma
câmera.
Dinamômetro
Para a medição dos sinais de força foi utilizado um
dinamômetro piezoelétrico KISTLER modelo 9257B e
um amplificador multicanal KISTLER modelo 5019B.
Os dados dos sinais brutos foram coletados por meio
do software LabVIEW e posteriormente tratados com
Python.
Rugosímetro
Os valores das rugosidades obtidas durante os
ensaios foram medidos utilizando o rugosímetro
portátil Mitutoyo modelo Surftest SJ-201P.
Fonte: Autora
40
3.2 Materiais e ferramentas
3.2.1 Corpos de prova
Os corpos de prova utilizados foram obtidos por microfusão e correspondem
aos canais principais das árvores para fundição das próteses. Após a fundição o
material foi preparado e os canais ficaram com formato de prisma retangular reto,
porém só era aproveitável a parte superior destes devido a um furo que estes
apresentavam na parte inferior. Para entender melhor o corpo de prova, este é
mostrado na Figura 6, todas as dimensões estão em mm, o volume assinalado com
a cor verde corresponde ao volume usinado durante os ensaios. O material não foi
submetido a nenhum tratamento térmico.
Figura 6. Corpo de prova
Fonte: Autora
41
Nos seguintes quadros são apresentadas a composição química da liga
utilizada durante os testes, assim como as propriedades mecânicas medidas a partir
do ensaio de tração. Essas informações foram fornecidas pela empresa doadora do
material.
Quadro 8. Composição química da liga utilizada nos ensaios, % em massa
Elemento % Elemento %
Cr 28,268 P 0,002
Mo 5,793 S 0,003
Ni 0,341 N 0,160
Fe 0,315 Al 0,000
C 0,177 Ti 0,001
Si 0,735 B 0,002
Mn 0,511 Co 63,463
W 0,129 V 0,009
Cu 0,009 Nb 0,003
Sn 0,003 Zr 0,078
Fonte: Empresa doadora dos corpos de prova
Quadro 9. Propriedades mecânicas da liga utilizada nos ensaios
Propriedade Unidades ASTM F75
Resistência à tração [MPa] 730,03
Limite de escoamento [MPa] 519,63
Alongamento à ruptura [%] 18,85
Fonte: Empresa doadora dos corpos de prova
3.2.2 Ferramentas de corte
Para os testes foram utilizadas fresas de topo de metal duro classe K30-K40
(CTS30D da Ceratizit) com dois revestimentos PVD diferentes, AlTiN e AlCrN. As
ferramentas foram fornecidas pela empresa RODER Ferramentas Industriais e
revestidas pela Oerlikon Balzers.
42
As fresas tinham um diâmetro de 8 mm, comprimento total de 50 mm e
comprimento útil de 10 mm, apresentavam raio de ponta de 1 mm, possuíam 4
arestas de corte e o ângulo de hélice era de 30°.
Figura 7. Fresas de topo de metal duro revestido usadas nos testes
Fonte: Autora
As principais propriedades físicas dos revestimentos empregados são
apresentadas no Quadro 10.
Quadro 10. Especificações técnicas revestimentos
Material AlTiN AlCrN
Cor do revestimento Cinza-violeta Cinza-claro
Dureza do revestimento [GPa] 33 +/- 3 38 +/- 3
Temperatura máx. de operação [°C] 900 > 1100
Fonte: (OERLIKON BALZERS, 2019)
3.3 Planejamento experimental
Com o intuito de avaliar os dois tipos de revestimento propostos e pesquisar os
mecanismos de desgaste das ferramentas, assim como as forças de corte e as
rugosidades obtidas durante a usinagem da liga de Co-Cr-Mo ASTM F75, foi
proposta a realização de um experimento fatorial completo de três fatores em dois
níveis. Esse tipo de experimento permite explorar todas as combinações possíveis
dos níveis dos fatores propostos e avaliar os efeitos principais das variáveis, bem
como as interações entre essas e os termos de erro. (MONTGOMERY, 2018). Como
43
fatores selecionaram-se o revestimento da ferramenta, o avanço por dente e a
velocidade de corte.
A escolha desses fatores decorreu dos conceitos básicos da usinagem e das
possíveis hipóteses que podem ser propostas a partir destes. Em vista disso, a
velocidade de corte é um parâmetro que influencia os diferentes mecanismos de
desgaste presentes no processo, como a abrasão, oxidação e difusão, pois com o
aumento da velocidade de corte e consequentemente da temperatura, as
propriedades mecânicas das ferramentas diminuem deixando-as mais susceptíveis
tanto ao desgaste como às avarias, estas últimas também incentivadas pelo
aumento da força de impacto da aresta de corte com o material. (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014).
Por outro lado o avanço por dente é uma grandeza que não é diretamente
proporcional à potência consumida. Pois quando esse sobe, a pressão específica de
corte diminui devido a dois fenômenos principalmente, o primeiro é o aumento da
velocidade de avanço que torna o corte mais dinâmico devido à diminuição do
coeficiente de atrito; o segundo fenômeno que acontece, é a diminuição do fluxo
lateral de cavaco pois um maior volume de material está sendo transformado em
cavaco realmente. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2014).
Além da contribuição à variação da potência de corte, o avanço por dente
também contribui de maneira significativa para o acabamento das superfícies
fresadas. Dado que a rugosidade real de uma superfície depende principalmente de
três fatores: a deformação plástica do material, a presença de vibrações e uma
contribuição geométrica, neste último têm influencia o avanço por dente e o raio de
ponta da aresta de corte como pode ser observado na Equação (1). (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014; MACHADO et al., 2009).
𝑅𝑎(𝑡𝑒𝑜𝑟) = 0,5 (𝑟𝜀 − √𝑟𝜀2 − 0,25𝑓𝑧
2) (1)
Por fim, o revestimento das ferramentas também foi proposto como fator
experimental, pois hoje em dia mais da metade das ferramentas de metal duro com
geometria definida são cobertas com camadas de materiais duros. O que melhora
44
suas propriedades principalmente em termos de dureza a quente e como
mencionado anteriormente a liga ASTM F75 é considerada difícil de cortar, devido
entre vários fatores a sua baixa condutividade térmica.
Para definir os níveis dos fatores escolhidos e também dos parâmetros de corte
a usar, foi tomada informação de pesquisas similares como a de Ahearne et al.,
(2016); Baron et al., (2015) e Ferreira; Simões e Relvas, (2014), ver Quadro 11, que
já usinaram este material utilizando fresas de topo de metal duro. Em adição, foram
seguidas as recomendações dos fabricantes de ferramentas, como a utilização de
velocidades de corte entre 40 e 60 m/min pois esses são os valores normalmente
utilizados industrialmente na usinagem deste tipo de liga. Também foi considerada
uma experiência prévia fresando esta liga (BLUM GARCÍA et al., 2019), e os
resultados de três ensaios preliminares sob as mesmas condições em que iam ser
feitos os ensaios finais.
Quadro 11. Parâmetros de corte da bibliografia
Publicação Revestimento
ferramentas
Características
fresas de topo
𝒗𝒄 𝒇𝒛 𝒂𝒑 𝒂𝒆
[m/min] [mm] [mm] [mm]
(FERREIRA; SIMÕES;
RELVAS, 2014) TiAlN PVD
ø = 8 𝑚𝑚 4 arestas
50
0,02 1 6 65
80
100
(AHEARNE et al., 2016)
TiAlN PVD ø = 8 𝑚𝑚
6 arestas
20 0,015 2 2,4
60
(BARON et al., 2015)
TiAlN PVD ø = 8 𝑚𝑚
6 arestas
45 0,014
1 4 60 0,028
75 0,056
Fonte: (AHEARNE et al., 2016; BARON et al., 2015; FERREIRA; SIMÕES; RELVAS, 2014; NARAYAN, 2009)
Assim, em ensaios preliminares foram testadas velocidades de corte de 60, 90,
110 e 120 m/min em conjunto com um avanço por dente fixo de 0,02 mm e fresas
revestidas com AlTiN por ser a cobertura que apresenta as menores propriedades
físicas e mecânicas se comparado com o revestimento de AlCrN. Foi realizada uma
45
réplica só para cada condição e o propósito destes testes foi determinar qual seria a
melhor faixa de velocidades de corte para os testes definitivos.
Com a velocidade de corte de 60 m/min foi removido um volume de cavaco
igual a 15.456 mm3 e o valor do desgaste de flanco VB máximo obtido foi de 0,0726
mm. Como esse desgaste é praticamente imperceptível e essa quantidade de
material corresponde ao volume total de um dos 14 corpos de prova disponíveis
para os testes, decidiu-se interromper esse ensaio e experimentar uma velocidade
de corte maior.
Desse modo, a segunda velocidade de corte a ser testada foi a de 120 m/min,
inicialmente foram removidos 2.436 mm3 de sobremetal e o valor do desgaste de
flanco obtido foi de 0,121 mm, como o critério de fim de vida foi definido para um
desgaste de flanco de 0,2 mm se deu continuidade ao ensaio. Mas no começo do
ensaio a presença de faíscas tornou-se muito intensa e o ensaio foi detido antes de
que ferramenta retirasse muito material. Após retirar a fresa, esta estava toda
lascada.
A terceira velocidade testada foi a de 90 m/min, foram retirados 16.380 mm3 e
o VB máximo foi de 0,23 mm. Nesse ensaio já foi possível observar o aumento
progressivo do desgaste de flanco.
Realizou-se um último teste utilizando uma velocidade de corte de 110 m/min a
fim de melhorar o comportamento brusco que apresentou a fresa quando estava
cortando com a velocidade de corte de 120 m/min. A ferramenta chegou em 0,169
mm de desgaste de flanco após retirar 4.706 mm3. Os resultados obtidos foram um
pouco melhores pois permitiu acompanhar o desgaste de flanco de forma menos
acelerada.
Enquanto ao avanço por dente não se fizeram testes adicionais variando os
níveis deste, a definição do parâmetro se fundamentou principalmente nas
recomendações do fabricante das ferramentas e portanto dos avanços por dente
utilizados normalmente a nível industrial. Já a profundidade de corte radial 𝑎𝑒 foi
definida de forma que o centro da fresa ficasse dentro dessa largura e que o contato
entre a ferramenta e o material fosse favorável.
Dessa forma, a partir dos resultados obtidos nos ensaios prévios e da
informação fornecida por outros autores foram ajustados os níveis dos fatores
propostos para os ensaios segundo o apresentado no Quadro 12.
46
Quadro 12. Fatores e níveis utilizados
Fatores Símbolo Unidade Níveis
Menor Maior
Revestimento - - AlTiN AlCrN
Avanço por dente 𝑓𝑧 mm 0,02 0,03
Velocidade de corte 𝑣𝑐 m/min 90 110
Fonte: Autora
Todas as combinações possíveis dos fatores nos níveis propostos foram
realizadas com duas réplicas, resultando assim em 16 ensaios. Utilizando Excel foi
estabelecida a ordem aleatória para a realização dos testes. As condições a serem
testadas e a ordem dos ensaios é apresentada no Quadro 13.
Durante todos os ensaios foram utilizadas a mesma profundidade radial 𝑎𝑒 de
5,6 mm que corresponde a 70% do diâmetro da fresa, e a mesma profundidade axial
𝑎𝑝 de 1 mm.
Quadro 13. Condições ensaios
Condição Ordem de Execução
Fatores
Revestimento Avanço por dente Velocidade de corte
C1 5 AlTiN 0,02 90
C2 2 AlCrN 0,02 90
C3 10 AlTiN 0,03 90
C4 11 AlCrN 0,03 90
C5 9 AlTiN 0,02 110
C6 13 AlCrN 0,02 110
C7 6 AlTiN 0,03 110
C8 3 AlCrN 0,03 110
C9 15 AlTiN 0,02 90
C10 14 AlCrN 0,02 90
C11 1 AlTiN 0,03 90
C12 8 AlCrN 0,03 90
C13 4 AlTiN 0,02 110
C14 16 AlCrN 0,02 110
C15 12 AlTiN 0,03 110
C16 7 AlCrN 0,03 110
Fonte: Autora
47
3.4 Procedimento experimental
3.4.1 Análise metalográfica e quantificação de partículas abrasivas da liga
Prévio à usinagem foram preparadas quatro amostras a fim de caracterizar o
material a ser usinado. Dessa forma, no Laboratório Multiusuário de Caracterização
de Materiais da Faculdade de Engenharia Mecânica da UNICAMP foram retiradas
porções de material com 5 X 7 X 5 mm utilizando a serra de disco. Após isso o
material foi embutido em baquelite para facilitar o manuseio. Em seguida se
realizaram várias etapas de lixamento e polimento até que a superfície ficasse com
qualidade suficiente para as análises posteriores. Por fim as amostras foram
submetidas a um ataque eletrolítico com ácido oxálico (10 g ácido oxálico em 100 ml
água) e uma tensão de 6 volts durante 7 segundos. Finalmente as amostras foram
levadas ao microscópio eletrônico de varredura e ao microscópio óptico para
explorar o material.
Para determinar a porcentagem de partículas abrasivas presentes no material
foi utilizado o software ImageJ. Primeiro, foram tiradas duas fotos com uma
ampliação de 100 vezes no microscópio óptico MD IL LED da Leica. Em seguida,
após o tratamento necessário da imagem no software (calibração do tamanho,
calibração do limite das cores) se utilizou a função de contagem de partículas e se
determinou a porcentagem da área total ocupada pelos carbonetos e o tamanho
médio de cada um desses em μm². Ver Figura 8.
Figura 8. Contagem de carbonetos com ImageJ
Fonte: Autora
48
3.4.2 Ensaios de vida e medição do desgaste de flanco
Durante os testes preliminares se determinou o volume de cavaco que era
necessário remover para que as fresas apresentassem um desgaste de flanco
perceptível. Assim sendo, eram realizadas de 3 a 6 passadas que correspondem a
um volume de sobremetal removido de 2.184 a 4.368 mm3, dependendo da
velocidade de corte sendo estudada. As trajetórias que seguiram as ferramentas
durante os ensaios são mostradas na Figura 9.
Em seguida a ferramenta era retirada para tirar as fotos correspondentes das
superfícies de folga das quatro arestas, imediatamente se media o desgaste de
flanco na superfície de folga das fresas e o valor do VB máximo obtido entre as
quatro arestas era adotado como o valor do desgaste para esse ponto. Esse
procedimento foi realizado até que era alcançado o VB de 0,2 mm ou até quando se
suspeitava a quebra iminente da ferramenta.
Figura 9. Trajetórias fresas procedimento experimental
Fonte: Autora
Conforme a Norma ISO 8688-2 (INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR
STANDARDIZATION, 2016), o desgaste de flanco deve ser medido na superfície de
folga e em direção perpendicular à aresta de corte original, é importante observar se
o desgaste é uniforme ou se apresenta variações para medir essas variações
também.
49
Figura 10. Medição de desgaste em fresas de topo
Fonte: Adaptado de (INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION,
2016)
Na Figura 10 é ilustrada a forma de realizar a medição do desgaste nas fresas
de topo. Na superfície de folga mensura-se o desgaste de flanco 𝑉𝐵 e na superfície
de saída a profundidade da cratera 𝐾𝑇.
3.4.3 Aquisição do sinal de força
Para a aquisição dos sinais das forças de corte utilizou-se o mesmo corpo de
prova para todas as condições. Para a medição era feito um canal de comprimento
de 30 mm, a profundidade axial sempre foi de 1 mm, a velocidade de corte e o
avanço por dente dependiam da matriz de ensaios do experimento proposto. A
trajetória da ferramenta é apresentada na Figura 11.
Desta forma, os dados das forças foram obtidos para a maioria das condições
testadas com as ferramentas novas, depois quando as ferramentas apresentaram
um desgaste de flanco próximo de 0,1 mm e por fim quase no final da vida das
50
ferramentas, para algumas condições só foi possível esse procedimento com a
ferramenta quando esta estava nova.
Figura 11. Aquisição dos sinais forças de corte
Fonte: Autora
A taxa de aquisição de dados usada foi de 5.000 Hz, respeitando o teorema de
Nyquist/Shanon que ajuda a determinar a taxa de amostragem que deve ser
utilizada para ter uma boa representação do sinal. (VIEIRA, 2020).
Para fazer as análises posteriores, todos os sinais brutos foram filtrados
usando um filtro Butterworth passa banda que só permite o passo dos sinais que
estão dentro de uma faixa de frequência determinada.
Essa faixa foi definida a partir da aplicação da transformada rápida de Fourier
FFT aos sinais mensurados e levando em conta as frequências de entrada de
dentes que para a velocidade de corte de 110 m/min foi igual a 292 Hz e para a
velocidade de corte de 90 m/min foi de 239 Hz. Assim, neste caso particular foram
removidas as frequências abaixo dos 150 Hz, como a da rede elétrica 60 Hz, e as
frequências acima dos 1500 Hz.
Nas Figura 12 e Figura 13 são apresentados os resultados da aplicação da
FFT para um dos sinais obtidos e o filtro Butterworth utilizado.
51
Figura 12. FFT sinais de força condição 1, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛
Fonte: Autora
Figura 13. Filtro Butterworth utilizado
Fonte: Autora
3.4.4 Medição de rugosidade
Após a realização de 3 a 6 passadas, que correspondem a um volume de
sobremetal removido de 2.184 a 4.368 mm3, a ferramenta era retirada para
avaliação do desgaste e era realizada a medição da rugosidade do corpo de prova
que ficava preso na máquina-ferramenta.
Frequência entrada dentes
Frequência rede elétrica
52
A distribuição dos pontos de medição de rugosidade e a posição do apalpador
são mostrados na Figura 14, os relógios do gráfico representam a posição de
mensuração.
Na entrada e na saída tomou-se o cuidado de fazer a medição após a
estabilização do corte. Assim como para todas as posições de fazer a medição na
região central do passe de modo que a rugosidade obtida correspondesse à deixada
pelo valor do avanço por dente definido.
Figura 14. Distribuição para medição de rugosidade
Fonte: Autora
3.4.5 Identificação dos mecanismos de desgaste das ferramentas
Após a realização de todos os ensaios, todas as fresas foram levadas para
fazer análise por microscopia eletrônica de varredura (MEV) e espectroscopia de
53
energia dispersiva (EDS) visando obter uma ideia mais clara de quais foram os
mecanismos de desgaste presentes e predominantes.
O equipamento utilizado foi um microscópio ZEISS modelo EVO MA15 que faz
parte do Laboratório de Microscopia Eletrônica de Varredura da Faculdade de
Engenharia Mecânica da UNICAMP.
3.4.6 Medição do raio da aresta de corte
Os raios de todas as arestas de corte foram medidos utilizando microscopia
confocal no equipamento Alicona Infinite Focus SL, pertencente ao Laboratório de
Processos de Fabricação do Departamento de Engenharia Mecânica da
Universidade Federal de São Carlos.
Para a aquisição das imagens foi utilizada uma lente com ampliação objetiva
de 10 vezes. Os raios foram obtidos a partir do perfil da aresta que resultava da
medição de 100 contornos consecutivos de uma área selecionada.
54
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 Avaliação da usinabilidade da liga ASTM F75
Como dito anteriormente na revisão bibliográfica, a usinabilidade de um
material é uma grandeza tecnológica determinada a partir da comparação das
propriedades físicas e mecânicas desse material com as de um material padrão.
Esse material padrão geralmente apresenta boa usinabilidade.
Assim, para fazer a análise da usinabilidade da liga ASTM F75 serão
comparadas as propriedades desta liga com as de um aço 1045, um aço de baixa
liga e com um teor de carbono ideal em termos de usinabilidade.
As propriedades da liga ASTM F75 foram obtidas a partir da análise
metalográfica da liga antes da usinagem e da informação fornecida pelo fabricante
da liga. Os dados do aço 1045 para fazer a comparação entre os dois materiais
foram tomados das pesquisas de GALLO, (2006) e LI et al., (2019).
Figura 15. MEV Liga ASTM F75
Fonte: Autora
55
Como pode ser observado na Figura 15 é possível diferenciar quatro tipos de
formações no material (retângulos brancos). Assim sendo, foi realizada uma análise
de espectroscopia por dispersão de energia (EDS) para identificar a composição
química de tais estruturas e poder definir quais são os carbonetos e quais a matriz.
Figura 16. Identificação da Microestrutura da Liga ASTM F75
Fonte: Autora
Na Figura 16 são apresentados os resultados obtidos durante o EDS. Para a
análise foram escolhidos 7 pontos, as estruturas marcadas como carbonetos na
imagem apresentaram altos conteúdos de cromo e de molibdênio e baixa
quantidade de cobalto se comparados com a porcentagem que estes devem
apresentar em geral no material, o que é um indicativo para definir os carbonetos
sendo que a leitura do carbono no equipamento utilizado não é confiável por causa
do peso atômico deste. Por outro lado, os pontos enunciados como matriz,
mostraram uma composição muito similar à da liga, sendo 60% de cobalto, 28% de
56
cromo e 6% de molibdênio. Finalmente, foi analisada a estrutura esférica que
aparece no meio da imagem, mas os resultados mostraram que esta é composta
principalmente por manganês e silício, razão pela qual se prevê que é material que
não se diluiu completamente durante o processo da fusão.
A partir dessa identificação foi possível determinar a quantidade de carbonetos
por unidade de área presentes no material assim como o tamanho destes. Isto para
estimar a abrasividade desta liga seguindo a abordagem proposta por STAHL et al.,
(2012) que também propõe a quantificação dos elementos da liga que são capazes
de formar carbonetos como uma alternativa para definir a abrasividade do material.
Os resultados obtidos para a área ocupada pelos carbonetos são apresentados
no Quadro 14, no qual se determina a média para as duas amostras e se
determinam os valores do desvio padrão e do coeficiente de variação. Na Figura 17
são mostrados os histogramas que indicam a distribuição dos carbonetos por
tamanho na liga sendo estudada.
Quadro 14. Área ocupada pelos carbonetos
Amostra Contagem Área total
[um²]
Carbonetos
Tamanho médio [um²] % Área
F75_100_001 1607 15012,06 9,3 5,58
F75_100_002 1232 14129,39 11,5 5,25
Média 1419,50 14570,72 10,41 5,42
Desvio Padrão 265,17 624,14 1,50 0,23
Coef. Variação 18,68 4,28 14,45 4,28
Fonte: Autora
Dos resultados obtidos é possível afirmar que os carbonetos presentes na liga
ASTM F75 representam 5,42% da área total e que o tamanho médio destes é de
10,41 μm². O coeficiente de variação que está no final do Quadro 14 corresponde à
razão entre o desvio padrão e a média vezes cem. Foi calculado para verificar que
os dados analisados podiam ser considerados homogêneos estatisticamente.
57
Figura 17. Contagem por tamanho dos carbonetos
F75_100_001
F75_100_002
Fonte: Autora
Como visto na Figura 17 o tamanho da maioria dos carbonetos está entre 8,5 e
10,5 μm² e representaram ao redor de 75% da contagem total de carbonetos para
cada amostra. Da mesma forma é importante ressaltar a presença de carbonetos
maiores entre 30 e 280 μm² pois embora sejam poucos em comparação com os já
discutidos, o tamanho destes também afeta de maneira negativa a usinabilidade do
material pois a vida das ferramentas sofrerá quedas consideráveis.
Posteriormente, foi analisado o coeficiente de encruamento do material dada
sua importante influência no estudo da usinabilidade. Este pode ser calculado como
a razão entre a resistência à tração final e a resistência ao escoamento (ver equação
(3)), ambas obtidas da curva tensão-deformação do material. Essa relação permite
determinar o aumento da resistência ao escoamento após a deformação plástica. A
58
tensão de escoamento inicial é definida para o alongamento 𝜀 = 0,2%. (STAHL et al.,
2012).
𝜎 = 𝑘𝜀𝑛 (2)
𝐷𝑛 =𝜀𝑏
𝑛
0,002𝑛 (3)
Nas equações 𝜎 representa a tensão, 𝜀𝑏 é o alongamento à ruptura, 𝑛 é o
expoente de encruamento estimado e 𝑘 é o coeficiente de tensão.
Assim, a partir da informação do ensaio de tração fornecido pela empresa
doadora do material foram determinados os valores para o expoente de
encruamento e o alongamento à ruptura da liga ASTM F75.
Para fazer o cálculo do expoente de encruamento, o gráfico que se tinha da
curva tensão-deformação foi plotado em coordenadas logarítmicas e se determinou
o valor do coeficiente angular dessa nova curva, este valor corresponde ao expoente
de encruamento 𝑛. (UIJL; CARLESS, 2012).
Figura 18. Curva log-log tensão-deformação liga ASTM F75
Fonte: Autora
59
A linha vermelha da Figura 18 corresponde ao ajuste da curva obtida para o
cálculo do expoente de encruamento. Assim, usando-se a equação (3) o coeficiente
de encruamento para a liga ASTM F75 é igual a 4,02.
𝐷𝑛 =0,18850,306
0,0020,306= 4,02
Em seguida procurou-se a caracterização microestrutural do aço 1045 para
determinar a abrasividade deste material, assim como a curva tensão-deformação
do aço para calcular o coeficiente de encruamento, seguindo o mesmo procedimento
já realizado com a liga ASTM F75.
Figura 19. Microestrutura aço 1045
Fonte: (GALLO, 2006)
Segundo o autor GALLO, (2006) o resultado da micrografia realizada ao aço
1045 como fornecido, indica a presença de ferrita (tonalidade cinza clara) e perlita
(tonalidade cinza escuro).
As características típicas destas estruturas nos aços são baixa dureza e
resistência à tração para a ferrita e valores intermediários destas mesmas
60
propriedades para a perlita, isso devido a que a perlita é uma mistura de 88,5% de
ferrita com um 11,5% de cementita. (GALLO, 2006). Realizou-se o mesmo
procedimento já explicado anteriormente para a contagem das partículas duras
presentes no material e assim assignar um determinado valor de abrasividade para
este material.
Assim, após a análise feita utilizando o software ImageJ foi determinado que a
área ocupada pela perlita (tonalidade cinza escura) é igual ao 61,631%. Porém
como a porcentagem de cementita e portanto de partículas duras presentes nessa
região é de 11,5%, a abrasividade da amostra corresponde a 7,08% da área total
analisada.
Logo após, plotando a curva de tensão-deformação fornecida no trabalho de LI
et al., (2019) em coordenadas logarítmicas e fazendo o ajuste da nova curva (linha
vermelha) foi determinado o valor do expoente de encruamento para o aço 1045.
Utilizando a Equação (3) o coeficiente de encruamento resultante para o aço 1045 é
igual a 2,45.
Figura 20. Curva log-log tensão-deformação aço 1045
Fonte: Adaptado de (LI et al., 2019)
𝐷𝑛 =0,170,202
0,0020,202= 2,45
61
Juntando as informações obtidas das propriedades mecânicas do aço 1045 e
da liga de cobalto ASTM F75, foram feitos o Quadro 15 e a Figura 21. Isso com o
intuito de fazer a comparação entre estes dois materiais e entender melhor o
comportamento da liga de cobalto durante os processos de usinagem.
No quadro, são apresentadas as magnitudes das propriedades mecânicas
escolhidas neste trabalho para analisar a usinabilidade. Já na Figura 21, é mostrado
o gráfico de radar que resultou de traçar as magnitudes padronizadas dessas
propriedades.
Quadro 15. Propriedades para avaliar a usinabilidade
Propriedade Unidades ASTM F75 Aço 1045
Alongamento à ruptura % 18,85 17
Abrasividade %Part. Duras
5,42 7,08
Dureza HV 300 170
Resistividade Térmica mK/W 0,0769 0,019
Encruamento Dn N.A. 4,02 2,45
Resistência à tração MPa 730,03 560
Fonte: Autora
Como o intuito do diagrama de radar é permitir ao leitor determinar o grau de
usinabilidade de um material com respeito a outro comparando as áreas dos
polígonos formados, as magnitudes das diferentes propriedades dos materiais foram
padronizadas. Desse modo, primeiro definiu-se um mesmo valor para todas as
propriedades do material de referência, neste caso esse material foi o aço 1045 e se
assignou um valor de 5 para todas suas propriedades. Em seguida, utilizou-se a
Equação (4) para calcular os valores das propriedades da liga de cobalto com
respeito aos de referência. Na equação 𝑋 e 𝑅 são as magnitudes das propriedades
mecânicas do material a estudar e do material de referência respectivamente.
𝑀𝑟𝑒𝑙𝑋 = 5 + 5 (
𝑋 − 𝑅
𝑅) (4)
62
Figura 21. Usinabilidade ASTM F75
Fonte: Autora
Nos resultados obtidos uma análise visual indica uma dificuldade maior na hora
de usinar a liga ASTM F75, já que a área do polígono formada pelas propriedades
da liga de cobalto é maior do que a área ocupada pelo polígono para o aço 1045.
Assim, uma característica como o fator de encruamento que é maior para a liga
de cobalto do que para o aço 1045, afeta diretamente a usinabilidade porque quando
ocorre encruamento, a superfície resultante da usinagem apresenta dureza e
resistência à tração maior. Desta forma, em processos como o fresamento, em que
se têm várias entradas de dentes, a segunda aresta a entrar no corte vai enfrentar
uma carga maior do que a carga enfrentada pela primeira aresta de corte. (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014).
Essa situação é ainda mais crítica durante operações de acabamento em que
são utilizados avanços muito pequenos, portanto pode ser que o desempenho
melhore usando avanços maiores, mas é importante lembrar que a forma da aresta
de corte é particularmente importante sob tais condições. (STAHL et al., 2012).
63
Além disso, a combinação de um alto coeficiente de encruamento com uma
baixa condutividade térmica resulta em uma usinabilidade pior, como no caso dos
aços austeníticos, razão pela qual se recomenda o uso de ferramentas muito
afiadas. (TRENT; WRIGHT, 2000).
Essa condição também se repete com a liga ASTM F75, como vemos no
gráfico de radar da Figura 21 a resistividade térmica da liga de cobalto é bem maior
se comparada com a do aço. O principal problema com a resistividade térmica alta é
o aumento significativo da temperatura na região onde acontece o corte, isso devido
a que o cavaco recém formado não está retirando o calor gerado e este também não
flui em direção a peça. Dessa forma, a dureza e a resistência do material da peça
estarão sendo pouco afetadas pelo aumento da temperatura e ao mesmo tempo
propiciando as condições necessárias para que ocorra tanto desgaste acelerado
quanto avarias.
No tocante a resistência à tração, a liga ASTM F75 apresenta uma resistência
ligeiramente maior do que a do aço 1045 e portanto se espera um incremento das
forças de corte necessárias para usinar este material.
Outro atributo dos materiais que desempenha um papel importante na
usinabilidade é a ductilidade, esta é representada pelo valor do alongamento do
material obtido durante o ensaio de tração. Como visto no gráfico esse tem um valor
bastante similar para os dois materiais.
A ductilidade de um material é relevante porque é considerada anterior à
presença de aderência, e a aderência de material da peça na ferramenta pode ser
considerada positiva se o grau de aderência é suficientemente alto e estável porque
protege a aresta de corte e estende a vida da ferramenta. Porém, se é uma
aderência temporária e frequentemente é removida pode causar o efeito contrário
aumentando de maneira rápida e progressiva o desgaste da ferramenta. (STAHL et
al., 2012).
Por fim, a dureza é uma característica que está diretamente associada tanto
com a abrasividade quanto com a resistência que apresenta o material a ser
cortado. Além disso, é uma propriedade que pode variar dependendo da distribuição
das fases no material.
Como visto na tabela e no gráfico, a liga ASTM F75 apresenta uma dureza bem
maior do que a do aço 1045 razão pela qual se espera que haja uma maior
64
resistência ao corte e também um comportamento mais abrasivo, embora a medição
de partículas duras tenha dado uma diferença que parece favorecer o corte quando
se usina a liga ASTM F75. Pois apesar de não ter estudado com maior detalhe as
partículas duras presentes na liga de cobalto, essas são formadas principalmente
por cromo e molibdênio e portanto se espera sejam mais agressivas do que os
carbonetos de ferro presentes no aço 1045.
4.2 Mecanismos de desgaste presentes
A análise dos mecanismos de desgaste que se apresentaram durante a
usinagem da liga ASTM F75 foi feita a partir dos resultados obtidos da microscopia
eletrônica de varredura (MEV) e da espectroscopia de energia dispersiva (EDS)
realizadas a todas as fresas no final da vida.
Dessa forma, segundo os resultados do EDS, para as oito condições testadas
foi possível identificar o revestimento das ferramentas, o metal duro e o material da
peça que ficou aderido às fresas. No final da vida todas as ferramentas
apresentaram material da peça aderido tanto na superfície de folga quanto na
superfície de saída.
De maneira geral os tipos de desgaste observados foram desgaste de flanco
em todas as fresas, assim como a presença de crateras na superfície de saída.
Essas crateras foram mais pronunciadas para a velocidade de corte de 110 m/min e
para o avanço por dente de 0,03 mm. Observou-se também um tipo de desgaste
similar ao de cratera na superfície de folga das ferramentas, porém esse foi mais
recorrente nos testes com o maior avanço por dente (0,03 mm).
Em relação às avarias, o lascamento e as trincas de origem mecânica
aconteceram maioritariamente nas ferramentas revestidas com AlTiN porém também
foram observadas nas fresas revestidas com AlCrN.
Em todas as ferramentas estiveram presentes os seguintes dois mecanismos
de desgaste que aparecem durante os processos de usinagem. A abrasão
mecânica, caracterizada por ter forma de sulcos paralelos à direção do fluxo de
material e por gerar primeiramente o desgaste de flanco, mas também pode gerar o
65
desgaste de cratera. Seus efeitos são mais notáveis na superfície de folga porque
nesta se dá o atrito entre a ferramenta e a peça que é um elemento rígido. Esse
mecanismo de desgaste é fortemente estimulado pela temperatura na região de
corte que reduz a dureza das ferramentas e pela abrasividade da peça que se está
usinando (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2014).
E, a adesão, que é um mecanismo de desgaste que produz tanto desgaste de
flanco quanto desgaste de cratera e a aparência de uma região que tenha sofrido
este mecanismo de desgaste é áspera. É facilitada sua ocorrência quando se tem
corte interrompido, baixa rigidez ou quando a profundidade de usinagem não seja
estável. (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2014).
Em seguida é apresentada uma aresta de cada fresa no estado final, pois os
desgastes e avarias foram similares nas demais arestas. Cada quadro apresenta as
superfícies de folga e saída para as duas réplicas de cada condição avaliada.
Primeiro serão analisadas as fresas revestidas com AlTiN.
Quadro 16. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
66
Como observado no Quadro 16 as ferramentas apresentam principalmente
lascamentos tanto na superfície de saída quanto na superfície de folga, desgaste de
flanco e desgaste de cratera causados principalmente pelo mecanismo de adesão
do material da peça na ferramenta como demonstrado pelo EDS, ver Quadro 17.
Quadro 17. EDS Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
R1
R2
Fonte: Autora
Para as quatro superfícies mostradas anteriormente houve adesão da liga F75
(60% cobalto 28% cromo 6% molibdênio) sobretudo nas superfícies de folga das
67
fresas, ver os pontos 1 e 2 da réplica 1 e pontos 1, 2 e 3 da réplica 2. Também
chama a atenção a presença de cromo e cobalto em pontos onde se espera obter só
a leitura da composição do revestimento, como é o caso do ponto 2 na superfície de
saída da réplica 1 e no ponto 1 da superfície de saída da réplica 2.
Já no caso da réplica 1 a superfície de folga perdeu por completo o
revestimento numa área (ponto 3) aparecendo só o metal duro formado pelos
carbonetos de tungstênio e a matriz de cobalto.
Quadro 18. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
Para a condição apresentada no Quadro 18 existe uma variação significativa
entre o estado das duas ferramentas, o que também se evidenciou no resultado do
volume de cavaco removido para as duas réplicas, sendo que com a primeira
ferramenta foi removido um pouco mais do que o dobro do volume removido com a
segunda ferramenta.
68
A segunda réplica apresentou um desgaste de flanco acelerado e lascamento
de uma das arestas o que prejudicou significativamente seu desempenho. Isso pode
ter acontecido por causa da presença de algumas partículas duras de grande
tamanho presentes no corpo de prova.
De maneira similar ao apresentado para a condição anterior, estas ferramentas
também apresentaram adesão da liga F75 e perda total do revestimento por causa
de lascamentos.
Figura 22. EDS Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
R1
R2
Fonte: Autora
Do Quadro 18 e a Figura 22, também é interessante observar que como a
segunda réplica apresentou um desgaste de flanco acelerado com as primeiras três
passadas esta não foi submetida de novo ao corte, desta forma a fresa não
apresenta desgaste de cratera na superfície de saída presente na fresa da réplica
um.
Embora o desgaste de cratera seja normalmente relacionado com o uso de
velocidades de corte e de avanço grandes, este tipo de desgaste também aparece
adesão
lascamento
adesão
Sulcos abrasivos
69
em velocidades menores quando são usinadas ligas de titânio ou de níquel, isso
devido aos esforços de cisalhamento serem maiores e, portanto, a ferramenta em
temperaturas menores já sofre cisalhamento. (TRENT; WRIGHT, 2000). Esse
mesmo fenômeno pode explicar a ocorrência desse tipo de desgaste com a liga
ASTM F75.
Quadro 19. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
Com o aumento da velocidade e mantendo o revestimento de AlTiN, os tipos e
mecanismos de desgaste presentes são muito similares aos já observados com a
velocidade de corte de 90 m/min. Porém, em algumas arestas o desgaste de cratera
parece estar mais pronunciado.
Em seguida são apresentados os resultados obtidos da análise de EDS feita
nas fresas.
70
Figura 23. EDS Réplica 1 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
R1
Fonte: Autora
O interessante da Figura 23 é observar a cratera formada na superfície de
folga. Segundo TRENT; WRIGHT, (2000) essa forma de desgaste aparece em
ferramentas de metal duro quando se usinam metais com pontos de fusão altos
como as ligas de níquel. A causa dessa forma de desgaste é a deformação plástica
da superfície por cisalhamento na presença de altas temperaturas. A aparição deste
tipo de desgaste alerta que se está no limite da velocidade de corte e/ou do avanço
utilizado.
Figura 24. EDS Réplica 2 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
Fonte: Autora
adesão
adesão
71
Por fim, no Quadro 20 são apresentadas as imagens das fresas com
revestimento de AlTiN utilizadas com os parâmetros de corte mais exigentes.
Quadro 20. Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
Como exposto anteriormente sob esta condição foi obtida a menor vida para as
ferramentas de AlTiN. Nesta condição aconteceu um fenômeno similar ao já
observado também para o avanço por dente de 0,03 mm e a velocidade de corte de
90 m/min em que eram percebidas algumas diferenças significativas no estado final
das ferramentas, isso porque a fresa da réplica dois retirou um volume de cavaco
superior ao volume removido pela ferramenta da réplica um.
Dessa maneira o desgaste de flanco acelerado e o lascamento das arestas da
fresa um não permitiu que a ferramenta desenvolvesse de maneira significativa os
sinais de adesão do material da peça, como sim aconteceu com a fresa da segunda
réplica.
72
Figura 25. EDS Réplica 1 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
Fonte: Autora
Figura 26. EDS Réplica 2 Revestimento AlTiN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
R2
Fonte: Autora
Por fim, além da adesão de material da peça tanto na superfície de folga
quanto na superfície de saída, na fresa da segunda réplica foram observadas trincas
paralelas à aresta de corte o que segundo DINIZ; MARCONDES; COPPINI, (2014)
corresponde a trincas de origem mecânica. Esse é um fenômeno que acontece
normalmente em processos de fresamento devido à ampla variação dos esforços de
corte a que é submetida a aresta cortante.
adesão
adesão e
trincas
73
As recomendações para diminuir a ocorrência deste tipo de avarias são a
diminuição do avanço, melhorar a estabilidade do processo e do primeiro contato da
fresa com a peça de trabalho ou a escolha de uma ferramenta mais tenaz. Portanto,
a aparição deste tipo de avaria complementa o já observado na condição anterior
em que foi observada cratera na superfície de folga, pois é uma alerta de que os
parâmetros de corte utilizados já estão no limite.
A seguir serão analisados as formas e os mecanismos de desgaste que
aconteceram durante os ensaios com as fresas revestidas com AlCrN. De forma
similar são apresentadas duas arestas de corte no estado final e os resultados dos
MEV e EDS.
Quadro 21. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
Segundo o apresentado no Quadro 21 as fresas apresentaram
maioritariamente avarias como lascamento e desgaste de flanco. Também foram
observadas duas arestas com marcas similares ao desgaste de cratera. O principal
74
mecanismo de desgaste observado foi adesão de material da peça na ferramenta
além da abrasão mecânica.
Figura 27. EDS Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
R1
R2
Fonte: Autora
Fazendo uma comparação entre as fresas revestidas com AlTiN e as fresas
revestidas com AlCrN sob as mesmas condições, nota-se que para esta condição
específica as duas ferramentas retiraram praticamente o mesmo volume de cavaco,
porém as ferramentas com revestimento de AlCrN apresentaram uma menor
aderência do material da peça, além disso os sinais da presença de cratera também
são menores.
A menor aderência do material da peça na ferramenta pode ser porque este
revestimento está apresentando um menor coeficiente de atrito, pois as condições
de refrigeração foram as mesmas para todas a condições.
Dessa forma, a diminuição do desgaste de cratera pode ser evidência da
redução do atrito entre a ferramenta e o cavaco.
adesão
adesão
lascamento
lascamento
75
Quadro 22. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
Quando o avanço é aumentado as ferramentas no final da vida ficaram com a
aparência mostrada no Quadro 22. Nesta situação o desgaste de cratera se
manifesta um pouco mais do que na anterior condição e tanto na superfície de folga
quanto na superfície de saída se observam sinais de aderência da liga. Por fim
também se apresentou lascamento de maneira mais intensa.
Em seguida nas Figura 28 e Figura 29 são apresentados os resultados do MEV
e do EDS realizado nas superfícies de folga para estas duas ferramentas.
76
Figura 28. EDS Réplica 1 Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
Fonte: Autora
Figura 29. EDS Réplica 2 Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
Fonte: Autora
77
A partir dos EDS se pode confirmar a aderência do material na ferramenta
assim como a formação de uma cratera na superfície de folga e lascamento das
arestas de corte. Na Figura 28 foi realizada uma ampliação de 1000 vezes para
observar melhor as “fibras” que aparecem no centro da cratera, pois essas já tinham
sido observadas em outras fresas como na Figura 23. Os resultados revelam que
estes fios são principalmente de cobalto e cromo, componentes da liga.
Por outro lado chama a atenção na Figura 29 o ponto 3 pois aparece uma alta
porcentagem de titânio que não se esperava já que o revestimento desta ferramenta
é de AlCrN, mas isso pode ter acontecido porque os testes que foram feitos com
esta ferramenta foram realizados num corpo de prova que já havia sido utilizado
para testar uma fresa revestida de AlTiN, assim, é possível que algumas partículas
da outra ferramenta tenham ficado aderidas ao material da peça.
Quadro 23. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
78
No Quadro 23 nota-se que com o aumento da velocidade de corte as
superfícies de folga das ferramentas apresentam sinais maiores de deterioração, se
comparamos com o ocorrido com as fresas revestidas com AlTiN os efeitos eram
mais marcantes na superfície de saída onde se formavam crateras mais profundas.
Figura 30. EDS Réplica 2 Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
Fonte: Autora
79
Da Figura 30 percebe-se que a adesão do material da peça na ferramenta foi
se não o maior um dos principais mecanismos de desgaste e de maneira similar às
demais condições foram observados alguns lascamentos.
Para terminar a análise do desgaste das fresas, no Quadro 24 são
apresentadas as ferramentas revestidas com AlCrN utilizadas com os parâmetros de
corte mais severos.
Quadro 24. Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
RÉPLICA 1 RÉPLICA 2
Fonte: Autora
Como era de se esperar, nessas condições as fresas retiraram a menor
quantidade de cavaco. Além disso, foram observadas crateras profundas nas
superfícies de saída e de folga e lascamentos. De maneira similar observa-se
aderência do material da liga na ferramenta o que é confirmado com o EDS.
80
Figura 31. MEV Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
R1
R2
Fonte: Autora
Figura 32. EDS Revestimento AlCrN, 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛, 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
Fonte: Autora
81
4.3 Vida das ferramentas
A análise de vida das ferramentas foi realizada a partir da comparação entre o
volume de cavaco removido nas condições estudadas. Portanto é importante
lembrar que o fim de vida das ferramentas é o momento em que essas atingem um
desgaste de flanco de 0,2 mm.
Figura 33. Vida das ferramentas
Fonte: Autora
A partir da Figura 33 pode-se observar que à medida que a velocidade de corte
aumenta a vida das ferramentas diminui. Esse fenômeno é esperado pois com o
aumento da velocidade de corte também aumenta a temperatura na região de corte.
Como o material sendo usinado apresenta uma condutividade térmica baixa, grande
parte do calor gerado termina indo para a ferramenta de corte, enfraquecendo assim
as propriedades do material da ferramenta e facilitando a ocorrência de mecanismos
de desgaste como abrasão e adesão.
82
Em adição, o aumento da velocidade de corte no fresamento estimula a
aparição de avarias como o lascamento e as trincas de origem mecânica devido a
que aumenta o impacto da aresta de corte com a peça.
Nota-se que com o aumento do avanço a vida das ferramentas se torna menor.
Isso porque o aumento desse também eleva o calor na região de corte. Porém com
o acréscimo do avanço a área de corte vai ser maior e como se espera que haja
uma melhor distribuição do calor na ferramenta a vida das ferramentas será
prejudicada numa proporção menor do que com o aumento da velocidade de corte.
Finalmente, para três das quatro condições estudadas o revestimento de AlCrN
apresentou vidas maiores. O desempenho superior do revestimento de AlCrN era
esperado para todas as condições por causa de suas boas propriedades físicas
ligeiramente superiores às do revestimento de AlTiN, principalmente sua capacidade
de manter a dureza em temperaturas mais elevadas, que conferem às ferramentas
uma maior capacidade para suportar os efeitos da abrasão e da adesão causados
pelo material da peça. Porém, para a condição com o avanço de 0,02 mm e a
velocidade de 90 m/min, o coeficiente de variação entre o ensaio e a réplica
realizados foi muito alto (58,8%), o que dificulta fazer alguma afirmação com respeito
a esta situação.
Figura 34. ANOVA vida da ferramenta (volume de cavaco removido) α=0,05
Fonte: Autora
83
Da ANOVA, pode-se concluir que o avanço foi o fator de maior influência no
desgaste das ferramentas quando se usinou a liga ASTM F75, seguido pela
velocidade de corte. As interações entre os fatores assim como o revestimento das
fresas não apresentaram valores significativos frente ao desgaste.
O fato do revestimento não apresentar-se como significativo estatisticamente,
pode ser devido à alta variação entre os resultados obtidos para algumas condições.
Desta maneira o modelo resultante não explica de forma suficiente a variação na
resposta e deixa encoberta a influência deste na vida das ferramentas. Pois durante
a realização dos testes foi observado um desempenho superior das ferramentas
revestidas com AlCrN.
Figura 35. Gráfico efeitos principais para vida da ferramenta
Fonte: Autora
Na literatura os autores DINIZ; MARCONDES; COPPINI, (2014) afirmam que o
desenvolvimento do desgaste das ferramentas de usinagem é mais influenciado pela
velocidade de corte do que pelo avanço, assim a vida das ferramentas diminuirá
muito mais se a velocidade de corte for aumentada numa determinada proporção do
que se fosse o avanço que aumentasse nessa mesma proporção.
Nos experimentos o fator que prejudicou mais a vida das ferramentas foi o
avanço por dente como visto na Figura 35, pois quanto maior é a inclinação da reta,
84
maior a influência desse fator na resposta. Esse resultado diferente do esperado
segundo a informação encontrada na literatura pode por um lado ser porque o
avanço do nível menor para o maior aumentou 50% enquanto a velocidade de corte
do nível baixo para o nível alto se elevou 22%. Por outro lado o efeito do avanço nos
processos de fresamento não pode ser menosprezado, assim da forma em que
foram propostos os testes quando se aumentava o avanço a rotação era mantida,
isso significa que a velocidade de avanço crescia também causando maiores
impactos nas arestas de corte, portanto vários ensaios foram detidos antes que se
alcançasse o VB de 0,2 mm pois as ferramentas apresentaram lascamentos e se
receava a quebra da aresta.
Analisando o comportamento dos dois revestimentos utilizados, o gráfico dos
efeitos principais Figura 35 revela que o revestimento de AlCrN sim produz o
acréscimo da vida da ferramenta, isso se deve principalmente a que esse
revestimento além de apresentar uma dureza bem maior do que o revestimento de
AlTiN, apresenta uma estabilidade maior de sua dureza sofrendo caídas graduais
conforme aumenta a temperatura, o que não acontece com o revestimento de AlTiN
que após os 900 °C sofre uma caída drástica como visto na Figura 3 na revisão
bibliográfica.
4.4 Acabamento das superfícies fresadas
4.4.1 Rugosidade média aritmética com ferramentas novas
Na Figura 36 são apresentados os resultados obtidos para a rugosidade média
aritmética quando as ferramentas estavam novas. O valor da rugosidade para cada
condição resultou do cálculo da média dos três valores mensurados na superfície
usinada após o primeiro passe dado pela ferramenta de corte.
85
Figura 36. Rugosidade média inicial
Fonte: Autora
No gráfico de colunas pode se observar que as rugosidades médias obtidas
com as ferramentas novas e os parâmetros de corte definidos são bem baixas pois
não superam os 0,7 µm que segundo à norma NBR 8404 (ABNT, 1984)
corresponderia a uma rugosidade classe N6.
Uma análise visual indica que o aumento do avanço gera um impacto maior do
que o aumento da velocidade de corte na rugosidade média obtida. O efeito de obter
rugosidades maiores para o nível de avanço maior é de se esperar devido à
contribuição geométrica desse fator. Pois como visto no planejamento experimental,
a Equação (1) utilizada para o cálculo da rugosidade teórica depende principalmente
do avanço por dente e do raio de ponta da ferramenta.
Se analisarmos os resultados com relação aos revestimentos utilizados não é
apreciável uma diferença significativa entre as rugosidades obtidas com um e com
outro.
86
Figura 37. ANOVA Rugosidade média (ferramentas novas) α=0,05
Fonte: Autora
Na Figura 37, se observa como o avanço por dente é o fator mais significativo,
seguido pelas interações entre o revestimento e a velocidade de corte, assim como
a interação entre os três fatores e depois destes ainda aparece como significativo o
fator velocidade de corte. Já a interação entre o avanço e a velocidade de corte,
assim como do revestimento com o avanço e o fator revestimento não resultaram
significativos para a resposta rugosidade.
Com o resultado da ANOVA corrobora-se a importância do aporte geométrico
que tem o avanço por dente nas marcas deixadas pelas ferramentas de corte
durante o fresamento. Em relação à velocidade de corte e às interações entre os
fatores que também resultaram significativas, confirma-se que a rugosidade das
superfícies usinadas depende também da presença de vibrações e da deformação
plástica do material da peça.
Pois o aumento das vibrações pode acontecer graças ao comportamento do
sistema máquina-ferramenta-peça em relação à velocidade de corte sendo utilizada,
assim como da geometria e especificamente do raio de ponta das ferramentas
utilizadas.
Em seguida é apresentado o gráfico de efeitos principais para a rugosidade
média alcançada com as ferramentas novas possibilitando avaliar os efeitos
individuais dos fatores testados.
87
Figura 38. Gráfico efeitos principais para 𝑅𝑎 (ferramentas novas)
Fonte: Autora
A partir do gráfico de efeitos principais Figura 38 pode-se concluir de maneira
geral que os três fatores no nível maior prejudicam a resposta de rugosidade média,
isto é o aumento do avanço, da velocidade de corte e no caso do revestimento o uso
das ferramentas com revestimento de AlCrN. Apesar disso no caso do revestimento,
quando se observa com maior atenção repara-se que o aumento da rugosidade de
um nível para o outro não é considerável.
4.4.2 Rugosidade média aritmética com ferramentas desgastadas
Em seguida são apresentados os resultados para as rugosidades 𝑅𝑎 no final
da vida das ferramentas. O valor da rugosidade para cada condição resultou do
cálculo da média dos três valores mensurados na superfície usinada após o último
passe dado pela ferramenta de corte.
88
Figura 39. Rugosidade média final
Fonte: Autora
Desse primeiro gráfico percebe-se que as rugosidades médias atingidas com
as ferramentas desgastadas são ligeiramente maiores do que as atingidas com as
ferramentas novas. No caso da condição com o maior valor de avanço e de
velocidade de corte e com revestimento de AlCrN foi atingida uma rugosidade de
pouco mais de 0,8 μm. Porém a diferença entre a rugosidade com a ferramenta nova
e a ferramenta desgastada não é tão marcante. Outro fato interessante é que as
rugosidades com as ferramentas desgastadas resultaram similares para várias das
condições estudadas e já não se percebe a influência do avanço e da velocidade de
corte nos resultados.
89
Figura 40. ANOVA Rugosidade média (ferramentas desgastadas) α=0,05
Fonte: Autora
Na ANOVA da Figura 40, pode ser confirmado esse último fato pois nenhum
dos três fatores sendo estudados nem as interações entre eles apresentaram-se
como significativos.
No entanto, se comparamos a ordem em que estão os fatores e as interações
desse último gráfico de pareto com os da rugosidade para as ferramentas novas, se
observam mudanças significativas. Assim, a interação entre o revestimento e o
avanço por dente que antes aparecia quase no final agora está em segundo lugar,
logo depois do avanço. As demais interações entre fatores também resultaram ser
preponderantes se comparadas com os fatores velocidade de corte e revestimento
isolados.
Essas alterações no grau de influência dos fatores são consequência do
desgaste variável das arestas de corte e do fluxo irregular de saída de cavacos que
nesta fase de desgaste da ferramenta seria impossível controlar ou mitigar. Com o
desgaste das arestas de corte aumenta-se a área de contato com a peça e
consequentemente a fricção e as vibrações o que prejudica a rugosidade.
Em seguida são apresentados os gráficos fatoriais para a rugosidade média
alcançada com as ferramentas desgastadas.
90
Figura 41. Gráficos fatoriais para rugosidade média (ferramentas desgastadas)
Fonte: Autora
Na Figura 41 no gráfico de efeitos principais se corrobora que o avanço
continua sendo o fator com maior influência na rugosidade pois a linha está mais
inclinada se comparada com a da velocidade de corte e do revestimento.
4.5 Análise sinais de força
Para a análise dos sinais de força que será feita em seguida, primeiro foi
escolhida uma fração estável do sinal de um segundo, depois calculada a raiz do
valor quadrático meio (RMS) para essa porção do sinal, por fim esses valores de
RMS obtidos para cada uma das componentes da força foram somadas para obter o
valor da força de usinagem total 𝐹𝑈, ver Equação (5).
𝐹𝑈 = √𝐹𝑋2 + 𝐹𝑌
2 + 𝐹𝑍2 (5)
91
Figura 42. Exemplificação fração estável do sinal (um segundo)
Fonte: Autora
Os sinais de força foram mensurados para as oito condições com as
ferramentas novas e para sete destas quando as ferramentas estavam com um
desgaste de flanco maior a 0,1 mm ou já mais próximo de 0,2 mm. No Anexo B são
mostrados os espectros dos sinais de força para todas as condições com as
ferramentas novas.
No seguinte gráfico são apresentadas as forças de usinagem 𝐹𝑈 calculadas a
partir do procedimento explicado acima para as oito condições diferentes com as
ferramentas novas.
92
Figura 43. Força de usinagem ferramentas novas
Fonte: Autora
Na figura se observa pouca variação na magnitude da força de usinagem para
seis das condições, estando ao redor dos 40 N. A menor força obtida foi de 28,486 N
quando a velocidade de corte era 110 m/min, o avanço por dente 0,03 mm e o
revestimento da ferramenta AlCrN. As maiores magnitudes de forças obtidas foram
de 113,179 N e 140,155 N, os parâmetros utilizados foram avanço de 0,02 mm,
revestimento de AlCrN e velocidades de corte de 90 m/min e 110 m/min
respectivamente.
A simples vista se observa que quando foi mantido o avanço de 0,02 mm, para
os dois revestimentos as forças de usinagem aumentaram com o aumento da
velocidade de corte, e quando foi mantido o avanço de 0,03 mm para os dois
revestimentos as forças de usinagem diminuíram com o aumento da velocidade de
corte.
Em seguida são apresentados o gráfico de pareto resultante da análise de
variância e os gráficos fatoriais para analisar os efeitos principais e as interações
entres os fatores experimentais.
93
Figura 44. ANOVA Força de usinagem ferramentas novas α=0,05
Fonte: Autora
Segundo o diagrama de pareto nenhum dos fatores e das interações têm
significância para a resposta força de usinagem. Porém analisando os resultados, se
pode afirmar que a interação entre o revestimento da ferramenta e o avanço será o
que mais influencie na força de corte quando as ferramentas estejam novas, seguida
pelo efeito do avanço e do revestimento como fatores isolados. Logo após, em nível
de significância aparecem as interações que incluem a velocidade de corte, e a
mesma como fator isolado será a que menos afete na magnitude da força de
usinagem.
Se analisarmos fator por fator, nos processos de fresamento a força de
usinagem depende do número de dentes no corte e da espessura do cavaco, razão
pela qual essa é calculada a partir do valor médio da pressão específica de corte 𝐾𝑆
que também é determinada pelo valor médio da espessura de cavaco. (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014).
Como sabido, a pressão específica de corte diminui com o aumento da área da
cunha cortante, isso devido principalmente ao aumento do avanço. Pois quando o
avanço aumenta, a velocidade de avanço também cresce e provoca a diminuição do
coeficiente de atrito. Além disso, o aumento do avanço minimiza o fluxo lateral do
cavaco e diminui-se a força consumida por esse fenômeno. (DINIZ; MARCONDES;
COPPINI, 2014). Esse efeito pode ser observado na Figura 43 para as ferramentas
revestidas com AlCrN já que para as duas velocidades de corte testadas o aumento
94
do avanço sempre causou uma diminuição na força de usinagem. Contudo,
avaliando o caso das ferramentas revestidas com AlTiN não seria tão simples
afirmar que o mesmo efeito está acontecendo para essas ferramentas pois para a
velocidade de corte de 90 m/min foi menor a força de usinagem obtida com o avanço
menor.
Figura 45. Gráficos fatoriais para força de usinagem (ferramentas novas)
Fonte: Autora
Analisando o efeito praticamente nulo da velocidade de corte (Figura 44 e
Figura 45) pode-se disser que era de se esperar, pois esta tende a diminuir a força
de usinagem nas situações em que o aumento da temperatura facilita a formação do
cavaco porque diminui as propriedades mecânicas do material sendo usinado, que
não é muito provável quando se usina a liga ASTM F75 um material com baixa
condutividade térmica inclusive a altas temperaturas.
Do resultado do gráfico de efeitos principais (Ver Figura 45) percebe-se que o
revestimento e o avanço são os fatores com maior influência na resposta força de
usinagem já que a inclinação destas duas linhas é praticamente igual. Assim, a força
de usinagem diminui com o aumento do avanço e as maiores forças de usinagem
foram obtidas com as ferramentas revestidas com AlCrN.
95
4.5.1 Influência do desgaste de flanco na força de usinagem
Em seguida são apresentados os gráficos da evolução das forças com respeito
ao desgaste de flanco para todas as condições estudadas. Ver Figura 46 e Figura
47.
Como mencionado anteriormente foram medidas as forças de corte quando as
ferramentas estavam novas para todas as condições. Para sete das oito condições
foram mensuradas as forças de corte quando o desgaste de flanco já estava
avançado com 0,1 mm ou já quase no final da vida das ferramentas com 0,2 mm
segundo o planteado incialmente. E só para uma das oito condições foram
mensurados quatro pontos da evolução das forças de corte com respeito ao
desgaste de flanco.
Figura 46. Força de usinagem com respeito ao desgaste de flanco 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛
Fonte: Autora
96
Figura 47. Força de usinagem com respeito ao desgaste de flanco 𝑣𝑐 = 110 𝑚/𝑚𝑖𝑛
Fonte: Autora
Para todas as condições houve um aumento na força de corte dependendo do
valor do desgaste de flanco e dos parâmetros de corte, entre outros fatores. Esse
aumento esteve entre o 40 e o 80%.
A seguir na Figura 48 é apresentado o crescimento das forças de corte à
medida que o desgaste de flanco cresce para a condição com a ferramenta
revestida com AlTiN, um avanço de 0,02 mm e uma velocidade de corte de 90
m/min. Escolheu-se esta condição para fazer uma análise mais aprofundada por ser
a que apresentava mais pontos de medição, porém essas pressuposições não
poderão ser estendidas de forma geral para todas as condições avaliadas.
97
Figura 48. Evolução da força de usinagem com o desgaste de flanco condição 1
Fonte: Autora
Assim, observa-se que numa primeira fase quando o desgaste está entre 0 e
um pouco mais de 0,05 mm a força de usinagem aumenta bem pouco poderia se
disser que é praticamente imperceptível. Já numa segunda fase quando o desgaste
de flanco está entre 0,06 mm e 0,1 mm o aumento que se dá nos valores de força é
muito maior. Finalmente, entre 0,1 mm e 0,2 mm de desgaste de flanco a força de
usinagem continua aumentando, porém numa menor intensidade do que a
observada na segunda fase.
O aumento da força de corte com o crescimento do desgaste de flanco é de se
esperar pois isso acontece devido ao acréscimo do atrito entre a peça e a
ferramenta. Por outro lado, a taxa de aumento das forças de corte com respeito ao
desgaste de flanco só pode diminuir quando existe também a presença de desgaste
de cratera. Esse último fenômeno acontece graças a que o ângulo de saída da
ferramenta vai aumentar produzindo uma diminuição dos esforços necessários para
a deformação do cavaco, equilibrando um pouco o aumento devido ao desgaste de
flanco.
98
Nas seguintes figuras, apresentam-se os sinais de força durante duas
revoluções para a condição sendo analisada: ferramenta revestida com AlTiN,
avanço por dente de 0,02 mm e velocidade de corte de 90 m/min, para a ferramenta
nova e para a ferramenta já desgastada. Por cada volta foram adquiridos 84 pontos,
sendo 35.000 o total de pontos durante todo o contato.
Figura 49. Forças de corte, duas revoluções, AlTiN, 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚, 𝑣𝑐 = 90 𝑚/𝑚𝑖𝑛
Fonte: Autora
99
Na Figura 49 quando a ferramenta ainda não apresenta desgaste, os esforços
de corte apresentam uma variação alta e se dificulta a identificação clara da posição
das arestas no corte. Enquanto as magnitudes das forças, a força em Z evidencia
ser a menor o que é de se esperar pois o corte não está sendo nessa direção e a
magnitude apresentada corresponde à componente gerada devido ao ângulo de
hélice da ferramenta de corte. As forças de corte na direção X e Y apresentam
valores muito semelhantes, porém na direção Y essa grandeza é superior em razão
da coincidência com o ponto do ℎ𝑚á𝑥.
No entanto, quando a ferramenta já está completamente desgastada os
esforços de corte se apresentam mais definidos e uniformes, permitindo maior
clareza no momento de analisar a posição das arestas no corte.
100
5 CONCLUSÕES
A partir dos resultados e as discussões já apresentadas pode-se concluir que o
aumento tanto da velocidade de corte quanto do avanço por dente prejudicou a vida
das fresas de metal duro revestidas durante a usinagem da liga ASTM F75.
Desse modo, analisando o estado das fresas ao longo dos ensaios foi possível
observar como iam aparecendo os diferentes tipos de desgaste. Assim, sempre
houve presença do desgaste de flanco, que de fato foi escolhido como o parâmetro
para determinar o fim da vida das ferramentas. E ocorreu também desgaste de
cratera tanto na superfície de saída quanto na de folga, gerado principalmente pela
ação do mecanismo de desgaste por adesão.
As crateras formadas nas superfícies das ferramentas foram mais
pronunciadas com a velocidade de corte de 110 m/min e o avanço por dente de 0,03
mm para os dois revestimentos avaliados. Já o lascamento e as trincas de origem
mecânica foram maioritariamente desenvolvidos pelas ferramentas com
revestimento de AlTiN.
Comparando os dois revestimentos utilizados pode-se afirmar que o
revestimento de AlCrN apresentou um desempenho superior ao revestimento de
AlTiN. Assim, as fresas revestidas com AlCrN segundo as análises de EDS
mostraram menor tendência à aderência do material da peça nas arestas e maior
resistência à ação abrasiva da liga ASTM F75.
A partir da medição do volume de cavaco removido pode-se disser que o
revestimento de AlCrN retirou em média 3414,8 mm³ a mais do que o revestimento
de AlTiN. Para fazer esse contraste não foi levada em conta a condição da
velocidade de corte de 90 m/min com o avanço de 0,02 mm, pois os dois ensaios
deram respostas muito divergentes.
De outro lado, a avaliação da rugosidade quando as ferramentas estavam
novas apontou que o fator mais significativo para a resposta foi o avanço por dente o
que era de se esperar, devido à importância do aporte geométrico deste parâmetro
de corte e a que o sistema máquina-ferramenta-peça utilizado durante a usinagem
era bastante rígido, pois dessa forma a ocorrência de vibrações é minimizada e a
influência da velocidade de corte também.
101
As piores rugosidades com as ferramentas novas foram obtidas com os
maiores parâmetros de corte e o revestimento de AlCrN, esse último fato foi
explicado a partir da medição dos raios de aresta das fresas pois as ferramentas
com revestimento de AlTiN tinham raios de aresta menores o que explica que as
marcas deixadas por estas também sejam menores e portanto os valores de
rugosidade medidos tenham sido favorecidos quando utilizadas estas fresas.
No caso das rugosidades obtidas com as ferramentas desgastadas,
aumentaram um pouco se comparadas com as rugosidades que deixaram as
ferramentas novas, além disso para todas as condições as rugosidades foram
ficando mais uniformes. Nesta situação, as piores rugosidades foram obtidas com as
ferramentas revestidas com AlTiN. Isso devido a que aquelas fresas apresentaram
maiores desgastes, maior adesão do material da peça e deformação das arestas
nos estágios finais, o que prejudica significativamente os sinais do passo da fresa
sobre o material.
Por fim, a medição das forças de corte mostrou que à medida que o desgaste
de flanco crescia estas também aumentavam. Mas segundo o analisado para a
condição da velocidade de corte de 90 m/min, o avanço por dente de 0,02 mm e as
fresas revestidas com AlTiN, houve uma diferença significativa na taxa de aumento
dos esforços dependendo do nível do desgaste de flanco, assim que foram
observadas três etapas principalmente: a primeira aquela em que o desgaste de
flanco estava entre os 0 e os 0,05 mm e as forças de corte eram praticamente
iguais, a segunda em que o desgaste de flanco passava de 0,05 até 0,1 mm e para
a qual as forças aumentaram rapidamente e finalmente a terceira com o desgaste de
flanco entre 0,1 e 0,2 mm com um aumento dos esforços mais desacelerado se
comparado com a segunda etapa. Essa diferença significativa nas fases dois e três
se presume que é devida aos tipos de desgaste desenvolvidos, assim na etapa dois
o desgaste das ferramentas se dá predominantemente por causa da abrasão, mas
na terceira etapa o desgaste por aderência de material também acontece
aumentando o ângulo de saída da ferramenta e diminuindo assim o acréscimo dos
esforços de corte.
102
6 TRABALHOS FUTUROS
• Repetir os ensaios com velocidades de corte entre 60 m/min e 90 m/min,
pois nesta faixa parece estar a velocidade de máxima produtividade.
• Fazer uma análise metalográfica do material usinado e avaliar o tamanho
da camada da superfície encruada para entender melhor seus efeitos no
desgaste das ferramentas.
• Medir as temperaturas durante o fresamento da liga ASTM F75, tanto na
fresa quanto na peça, para verificar as faixas em que estas ocorrem e
verificar qual seria a melhor forma de refrigerar o processo visando
aumentar a vida das ferramentas.
• Testar diferentes métodos de refrigeração e lubrificação do processo de
fresamento e determinar qual favorece às ferramentas durante a usinagem
deste material.
103
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109
ANEXO A: COMPARAÇÃO ENTRE OS BIOMATERIAIS
EXISTENTES
Material
Origem natural
(Biopolímeros) Polímeros sintéticos Cerâmicos Metais
Exemplos
Celulosa
Colágeno
Ácido hialurônico
Polimetilmetacrilato,
policloreto de vinil,
teflon, polietileno,
dácron, polipropileno,
náilon, poliuretano
Óxido de alumínio,
dióxido de titânio,
hidroxiapatita
Aços inoxidáveis,
titânio, ligas de
cobalto-cromo
Vantagens
Abundantes, baixo
custo,
propriedades
mecânicas
similares a dos
tecidos
Degradáveis, não
sofrem corrosão,
densidade similar a
dos tecidos suaves,
processamento
simples, maleáveis,
possibilidade de
formar modelos
complexos
Inertes, imitam os
tecidos biológicos
inorgânicos, alta
resistência à
compressão
Alta resistência à
tensão e compressão,
alta resistência ao
desgaste e ao
impacto
Desvantagens
Degradáveis,
causam resposta
do sistema imune
Degradáveis, baixa
resistência, fluem sob
esforços e sob altas
temperaturas, baixa
resistência ao
desgaste e ao
impacto
Alta densidade,
frágeis, difíceis de
reproduzir
Corrosão, alta
densidade, difíceis de
se processar,
dificuldade para se
produzir geometrias
complexas, liberação
de íons no fluido
biológico
Aplicações
Tecidos, curativos
de feridas, suturas,
pele artificial
Implantes de tecidos
brandos, lentes de
contato, placas e
cimento ósseo,
obturações dentárias
Implantes de tecidos
duros que trabalham
sob compressão:
coroas dentárias e
cabeças femorais
Placas ósseas,
parafusos, pinos,
grampos, articulações
Fonte: Adaptado de (HASIRCI; HASIRCI, 2018)
110
ANEXO B: SINAIS DE FORÇAS DE CORTE
Ferramentas novas, 𝒗𝒄 = 𝟗𝟎 𝒎/𝒎𝒊𝒏
AlTiN 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
AlCrN 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
AlTiN 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
AlCrN 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
111
Ferramentas novas, 𝒗𝒄 = 𝟏𝟏𝟎 𝒎/𝒎𝒊𝒏
AlTiN 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
AlCrN 𝑓𝑧 = 0,02 𝑚𝑚
AlTiN 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
AlCrN 𝑓𝑧 = 0,03 𝑚𝑚
